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Organo Ufficiale dell’Istituto Italiano della Saldatura - anno LXIII - N. 6 * 2011
Numero 6
2011
In questo numero:
In questo numero:
Saldatura con laser Nd:YAG di giunti di testa di lamiere sottili
in lega di magnesio AZ31
Il contesto economico ed organizzativo
della fabbricazione mediante
saldatura in Italia
Metodi numerici per il calcolo dell’affidabilità strutturale
di saldature sollecitate a fatica
Placcatura di apparecchiature in pressione; casistica e scelta
delle varie tipologie applicative. Case study: placcature nella
fabbricazione dei Coke Drum
Vulnerabilità dei giunti saldati e meccanismi
di danneggiamento attivi negli impianti di
processo e petrolchimici: affidabilità mediante
la programmazione dell'ispezione basata
sul rischio (RBI) - Parte II
Didattica
La caratterizzazione dei giunti saldati mediante
prove meccaniche
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sul controllo radiografico dei giunti saldati:
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Didattica
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Istituto Italiano della Saldatura – Lungobisagno Istria, 15 – 16141 Genova (I) - Tariffa regime libero: “Poste Italiane SpA - Sped. A.P. 70%, DCB Genova” Tassa Pagata - Taxe Perçue ordinario - Contiene IP + Supplemento - Bimestrale Novembre-Dicembre 2011 ISSN:0035-6794
Rivista Italiana della Saldatura - N. 6 * 2011
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Editoriale
Franza o
Spagna
C
orreva l’anno del Signore 1503 e la
nostra penisola era contesa fra due
potentati: la Francia e la Spagna. Il 13
febbraio di quell’anno del Signore, in
quel di Barletta, tredici cavalieri italiani,
al servizio della Spagna, sfidarono a
tenzone tredici cavalieri francesi.
Motivo del contendere: l’onore degli italiani messo in discussione dai francesi.
Gli italiani vinsero, l’onore fu salvo,
Ettore Fieramosca (il “leader” della
squadra italiana) assurse al Parnaso
degli Eroi e l’evento, per quanto oggettivamente marginale, entrò a tutti gli
effetti nei libri di Storia patria, con il
nome altisonante di “Disfida di Barletta”.
Gli spiriti più alti videro nel fatto una
conferma di quel sentimento nazionale,
già presente nelle “ elites” di allora, che,
qualche secolo dopo, si sarebbe sostanziato nel Risorgimento.
Più modestamente il popolo, non ancora
sovrano ed alle prese con problemi più
770 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2011
elementari, adottò, a fronte del contesto
in essere, una posizione decisamente più
pragmatica, coniando un adagio (registrato anche da Francesco Guicciardini
nella sua “Storia d’Italia”) che recitava
“Franza o Spagna basta che se magna”.
A questo adagio conformando pensieri e
comportamenti!
Né, d’altra parte, le “elites” di cui sopra,
ri usc i rono mai ad es s ere (nel loro
insieme) intraprendenti, aperte, capaci e,
pertanto, trainanti come quelle che promossero i grandi stati nazionali europei
di cui disegnarono i rispettivi sistemi di
valori.
Preferirono invece (nel loro insieme)
aggregarsi in un generone chiuso ed
autoreferente.
Poiché il DNA è una cosa seria e si trasmette di generazione in generazione (in
accordo alla legge di Mendel che funziona per i fiori, gli insetti, i topi ed
anche le persone), il popolo sovrano
(“elites” incluse) di oggi, selezionato da
oltre cinque secoli di evoluzione della
specie che, come noto, privilegia l’adattamento all’esistente, si ritrova dotato di
caratteristiche non proprio coerenti con
le esigenze attuali.
Se ha ragione il buon vecchio Adam
Smith, più volte citato in questa rubrica,
per cui la ricchezza di una nazione è
determinata dalla capacità di produrre
lavoro utile da parte di coloro che la
costituiscono, allora ci troviamo davvero
a mal partito!
Soprattutto in uno scenario di concorrenza globale dove l’espressione “pro-
duzione di lavoro utile” si arricchisce di
contenuti estensivi (sia aziendali che
istituzionali), oltre a quelli tradizionali
di capacità e di impegno, quali, ad
esempio ma non solo: capacità di previsione, pianificazione, innovazione,
organizzazione, gestione, formazione,
sinergia.
Tutta roba che ci è (nel nostro insieme)
poco congeniale, essendo più versati
nell’approccio individualista e furbetto,
meglio se con risultati a breve. Come
infiniti esempi stanno a dimostrare.
Occorrerebbero chiarezza di idee, condivisione di obbiettivi e capacità di decisione.
Figuriamoci!
E allora?
E allora, se non si è in grado di affrontare i propri problemi adottando per
tempo scelte opportune e convenienti,
vuol dire che ci penserà qualcun’altro.
Nel bene o nel male.
Gli spiriti più alti, grideranno (con
qualche convenienza personale) alla
perdita della dignità della nazione, il
popolo sovrano più pragmaticamente
ripiegherà sulla versione aggiornata dell’adagio menzionato in precedenza,
ovvero: “Francia o Germania, basta che
se magna”.
Che, guarda caso, mantiene pure la
rima!
Dott. Ing. Mauro Scasso
Segretario Generale IIS
ANNO LXIII
Novembre-Dicembre 2011
Pubblicazione bimestrale
DIRETTORE RESPONSABILE: Ing. Mauro Scasso
REDATTORE CAPO: Ing. Michele Murgia
REDAZIONE: Sig.ra Deborah Testoni,
P.I. Maura Rodella,
Dott.ssa Isabella Gallo
PUBBLICITÀ: Sig. Franco Ricciardi
Sommario
Articoli
773
789
801
813
Organo Ufficiale
dell’Istituto Italiano della Saldatura
Abbonamento annuale 2011:
Italia: .......................................... € 100,00
Estero: ........................................ € 170,00
Un numero separato: ................ € 26,00
La Rivista viene inviata gratuitamente ai Soci
dell’Istituto Italiano della Saldatura.
Direzione - Redazione - Pubblicità:
Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova
Telefono: 010 8341333
Telefax: 010 8367780
e-mail: [email protected]
web: www.iis.it
827
837
849
Progetto grafico: COMEX sas - Milano
International Institute of Welding (IIW)
Study on friction stir spot welding of dual-phase high-strength steel sheets R. OHASHI
IIS Didattica
La caratterizzazione dei giunti saldati mediante prove meccaniche
863
Scienza e Tecnica
“Retrofitting Engineering for Fatigue Damaged Steel Structures”: dal Giappone
un riferimento importante per le attività di riparazione dei danneggiamenti da fatica
dei ponti metallici - S. BOTTA
867
IIS News
Resoconto della riunione del Comitato Direttivo dell’IIS del 29 Settembre 2011
Resoconto della riunione del Consiglio Generale dell’IIS del 5 Ottobre 2011
871
L’esperto risponde
873
Dalle Associazioni
Cambiamento e innovazione secondo i produttori delle apparecchiature
e dei consumabili
L’ANASTA evolve ma non cambia - G. MACCARINI
877
Normativa tecnica
Commissione Saldature dell’UNI, Sottocommissione Mista Commissione
Saldatura / UNIPLAST “Saldatura delle Materie Plastiche” (SMP) - S. GIORGI
879
Dalle Aziende
883
Notiziario
Letteratura tecnica
Codici e norme
Corsi
Mostre e convegni
891
Ricerche bibliografiche da IIS-Data
Metallurgia e saldabilità degli acciai ad alta resistenza per condotte
895
Indice 2011
900
Elenco degli Inserzionisti
Fotocomposizione e stampa: ALGRAPHY S.r.l. - Genova
Tel 010 8366272, Fax 010 8358069 - www.algraphy.it
L’istituto non assume responsabilità per le opinioni espresse
dagli Autori. La riproduzione degli articoli pubblicati è
permessa purché ne sia citata la fonte, ne sia stata concessa
l’autorizzazione da parte della Direzione della Rivista, e sia
trascorso un periodo non inferiore a tre mesi dalla data della
pubblicazione. La collaborazione è aperta a tutti, Soci e
non Soci, in Italia e all’Estero. La Direzione si riserva
l’accettazione dei messaggi pubblicitari. Ai sensi del D.Lgs.
196/2003, i dati personali dei destinatari della
Rivista saranno oggetto di trattamento nel rispetto della
riservatezza, dei diritti della persona e per finalità
strettamente connesse e strumentali all’invio della
pubblicazione e ad eventuali comunicazioni ad esse correlate.
Placcatura di apparecchiature in pressione; casistica e scelta delle varie tipologie
applicative. Case study: placcature nella fabbricazione dei Coke Drum M. DEL PRETE et al.
Saldatura con laser Nd:YAG di giunti di testa di lamiere sottili in lega di magnesio
AZ31 - M. BRANDIZZI et al.
Correlazione tra processo di saldatura e i fumi sviluppati: caratterizzazione,
analisi e gestione del rischio - L. COSTA
Avanzamenti nei metodi diagnostici NDT precoci mediante diffrattomentrie
da materiali e componenti saldati - G. BERTI, F. DE MARCO
Metodi numerici per il calcolo dell’affidabilità strutturale di saldature sollecitate a
fatica - P. LIVIERI, R. TOVO
Rubriche
Rivista associata
Registrazione al ROC n° 5042 - Tariffa regime libero:
“Poste Italiane SpA - Spedizione in Abbonamento
Postale 70%, DCB Genova” - Fine Stampa Dicembre 2011
Aut. Trib. Genova 341 - 20.4.1955
6
In copertina
Fase di erezione del primo dei due reattori SLURRY installati da ENI R&M presso il nuovo
Impianto EST 20000 BPSD di Ferrera Erbognone (PV)
Costruttore: GE Oil & Gas - Massa (Italy)
Materiale base: 21/4 Cr-1Mo-1/4V
Peso (a vuoto): 1810 t
Spessore: 274 mm + 5.5 mm di W.O. (Weld Overlay) in acciaio inossidabile del tipo 347
Diametro interno: 4805 mm
Altezza totale: 58070 mm
Corso di Specializzazione in Saldatura - Utile alla Qualificazione
ad International Welding Engineer - Technologist
Genova (GE), Legnano (MI), Mogliano Veneto (TV)
L’ISTITUTO ITALIANO DELLA SALDATURA terrà a partire dal mese di Marzo 2012 presso
la propria sede di Genova e gli uffici regionali di Legnano (MI) e Mogliano Veneto (TV) il proprio
tradizionale Corso di Specializzazione in Saldatura.
Tenuto dal 1952 presso alcune delle più prestigiose Sedi scolastiche ed accademiche, con oltre 13.000
tecnici qualificati, il corso rappresenta tuttora il principale strumento per la formazione di base dei tecnici
e dei coordinatori di saldatura operanti nella fabbricazione di prodotti saldati.
Durante il corso (l’unico riconosciuto dall’Istituto Internazionale della Saldatura, IIW, e dalla
Federazione Europea della Saldatura, EWF), sarà fornita ad ogni partecipante la collana
completa delle nuove pubblicazioni dell’IIS, un CD Rom edito in collaborazione con l’UNI
contenente una raccolta di oltre 300 norme europee relative alla saldatura ed ai controlli
non distruttivi dei giunti saldati e il calibro IIS di tipo “bridge cam”, utile strumento di lavoro per lo
svolgimento delle attività del coordinatore di saldatura.
Valenza del Corso
Il Corso di Specializzazione consente una prima ma completa preparazione nei più diffusi processi di
saldatura e materiali utilizzati in ambito industriale. Per tale ragione, può risultare di particolare interesse
per personale di recente assunzione in Azienda, che abbia bisogno di una prima of rmazione specifica, così
come anche per personale più esperto, come momento di aggiornamento.
Alla sua tradizionale valenza, il Corso ha aggiunto nel tempo un significato ulteriore, valido come prima
parte dei percorsi di Qualificazione per International Welding Engineer e Technologist.
Il corso potrà essere infatti integrato con la partecipazione ai quattro moduli avanzati (“tecnologia
della saldatura”, “metallurgia e saldabilità”, “progettazione e calcolo”, “fabbricazione e aspetti applicativi”)
che sono programmati, a partire da quest’anno, sia presso la sede di Genova (ciclo completo da
Ottobre a Marzo) sia presso le sedi di Legnano (“tecnologia della saldatura”, “metallurgia e saldabilità”)
e di Mogliano V. (“Progettazione e calcolo”, “fabbricazione e aspetti applicativi”).
Queste qualificazioni hanno assunto particolare rilevanza negli ultimi anni, in quanto previste dalle
principali normative di prodotto che regolano il settore della fabbricazione nei settori della carpenteria
metallica, della caldareria e della fabbricazione di pipeline ed inoltre sono previsti come requisito di
legge per i fabbricanti nel settore della carpenteria civile, così come indicato dal D.M. 14
Gennaio 2008 “Approvazione delle nuove norme tecniche per le costruzioni”.
Calendario ed orario delle lezioni
In funzione della località di svolgimento, sono previste due modalità differenti per lo svolgimento del corso,
entrambe mirate a ridurre l’assenza dei partecipanti dalle proprie attività lavorative:
- presso la sede IIS di Genova, attraverso un percorso sviluppato su quattro settimane non
consecutive a tempo pieno (dal lunedì pomeriggio al venerdì mattina) nei mesi di Maggio, Giugno,
Luglio e Settembre 2012;
- presso gli uffici di Legnano e Mogliano Veneto, attraverso un percorso che prevede lezioni
serali della durata di quattro ore ciascuna, dalle 16:30 alle 20:30, per tre giorni alla settimana (lunedì mercoledì), svolto nel periodo da Marzo a Giugno 2012 (le lezioni teoriche saranno svolte nell’arco di
12 settimane lavorative).
Programma delle lezioni
Gli argomenti trattati durante le lezioni teoriche previste saranno i seguenti.
1. Tecnologia della saldatura (processi con fiamma ossiacetilenica, con elettrodo rivestito, a filo
continuo in protezione gassosa MIG / MAG e FCAW,TIG, ad arco sommerso; taglio termico);
2. Metallurgia e saldabilità (metallurgia applicata alla saldatura, fabbricazione e classificazione degli
acciai, prove tecnologiche, struttura dei giunti saldati, difetti metallurgici ed operativi, saldabilità degli
acciai al carbonio, a grano fine).
Durante le esercitazioni pratiche, saranno svolte in primo luogo dimostrazioni ed esercitazioni di
saldatura a difficoltà crescente nei processi manuali o semiautomatici (fiamma, elettrodo rivestito,
TIG, MIG/MAG), dimostrazioni applicative di controlli non distruttivi (metodi VT, PT, MT, RT ed UT),
stesura ed interpretazione di specifiche di procedura di saldatura (WPS).
Quota di partecipazione, iscrizioni e informazioni
La quota di partecipazione al Corso è di € 3.400,00 (IVA esente in accordo al punto 20, art. 10 del
DPR 633/1972).
Per le iscrizioni è possibile rivolgersi all’Istituto Italiano della Saldatura, Via Lungobisagno Istria 15,
16141 Genova. Tel. 010 8341371, fax 010 8367780 (e-mail [email protected] oppure visitare il sito
www.formazionesaldatura.it.
Chi fosse invece interessato a partecipare in forma non impegnativa ad alcune lezioni, riservandosi di
regolarizzare la propria iscrizione solo in un secondo tempo, potrà farlo contattando direttamente la
Segreteria.
Placcatura di apparecchiature
in pressione; casistica e scelta
delle varie tipologie applicative.
Case study: placcature nella
(°)
M. Del Prete *
L. Saturno *
D. Quintiliani *
Sommario / Summary
Questo articolo vuole essere un contributo all’argomento
placcatura mediante saldatura, basato sull’esperienza della
Walter Tosto S.p.A., nella realizzazione di manufatti placcati.
Dopo una breve introduzione su processi di placcatura, materiali utilizzati e linee guida per la fabbricazione, si passa ad
analizzare il caso specifico della fabbricazione di Coke
Drum: problematiche e soluzioni adottate per superare le
principali criticità.
This paper wants to be a contribution to the topic of weld
overlay, based on Walter Tosto S.p.A. experience.
After an introduction on welding processes, materials and
guidelines for fabrication, the second part of this paper is
focused on Coke Drum fabrication: issue and solutions
adopted to overcome the main problems.
Keywords:
Case histories; chemical engineering; cladding; creep resisting materials; electroslag welding; elevated temperature
strength; fatigue strength; FCA welding; GMA welding; low
alloy Cr Mo steels; MMA welding; plants; pressure vessels;
selection; stainless steels; strip electrodes; submerged arc
welding; thermal properties.
(°) Memoria presentata al Convegno IIS: “La placcatura nella fabbricazione di
apparecchiature in pressione” - Genova, 10 Novembre 2011.
*
Walter Tosto S.p.A. - Chieti Scalo (CH).
Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2011 773
M. Del Prete et al. - Placcatura di apparecchiature in pressione; casistica e scelta delle varie tipologie applicative, ecc.
1. Placcature di apparecchiature
a pressione
1.1 Introduzione
Nella costruzione di apparecchi in pressione (reattori, colonne, scambiatori,
ecc.) che lavorano in vari tipi di servizio,
oltre all’elevata pressione e all’alta temperatura, bisogna tener conto dei rischi
legati alla presenza di fluidi che possono
generare attacchi chimico-fisici sul
materiale, causando riduzione dello
spessore resistente e di conseguenza una
diminuzione della vita operativa dell’apparecchio (Fig. 1).
Il processo di placcatura mediante saldatura permette di ottenere il giusto compromesso fra resistenza meccanica e
resistenza alla corrosione dal lato di
esercizio.
I materiali utilizzati per realizzare riporti
placcati sono i seguenti:
• acciai inossidabili austenitici;
• acciai inossidabili ferritici;
• leghe di nichel;
• leghe di rame;
• leghe di titanio.
Nelle placcature la combinazione di due
materiali, materiale base con buone proprietà meccaniche e placcatura idonea al
tipo di servizio, permettono una ridu-
Figura 2 - Esempi di placcature.
Figura 1 - Apparecchio a pressione.
zione di peso, grazie alla diminuzione
degli spessori in gioco. Ad esempio realizzare un apparecchio integralmente in
a c c i a i o inos s idabile è più cos tos o
rispetto alla soluzione con placcatura,
non solo per il costo diretto del materiale, ma anche per i maggiori spessori
calcolati durante la progettazione. Infatti
i minori carichi meccanici di un acciaio
inossidabile richiedono l’utilizzo di
spessori maggiori. Come conseguenza si
ha una diminuzione delle seguenti voci
di costo:
• il costo di costruzione/realizzazione;
• il costo di trasporto;
• il costo delle fondazioni;
• il costo dei gruaggi per la messa in
opera.
Questo articolo è dedicato alla placcatura mediante saldatura, escludendo le
altre forme di placcatura (esplosione,
colaminazione). Normative e specifiche
contrattuali sono molto stringenti per
quel che riguarda i requisiti minimi
richiesti dopo saldatura dei riporti placcati, s pes s ore del riporto , a n a l i si
chimica, minimo spessore non diluito e
contenuto percentuale di ferrite sono
alcune delle tipiche richieste di cui tener
conto (Fig. 2).
La scelta del processo risulta fondamentale per far sì che il risultato sia soddisfa-
Figura 4 - Macrografia GMAW (Inconel 625).
Figura 3 - Macrografia SMAW (309+347).
Figura 5 - Macrografia FCAW (309+347).
usare nastri come materiale d’apporto, elevata diluizione.
• ESW: è il più usato per la placcatura
di grandi superfici, data la bassa
diluizione e la capacità di ottenere un
buon riporto con un solo strato di
placcatura, impianti di saldatura
ingombrante (Figg 3-7).
Figura 6 - Macrografia SAW
(Nastro 30×0.5 mm - 309+347).
Figura 7 - Macrografia ESW
(Nastro 90×0.5 mm - 309LNb).
cente alle richieste del cliente, alla normativa applicata, al processo costruttivo
del componente e al fattore economico
(perché a parità di ogni altra condizione,
si sceglie il processo a più elevata produttività).
I processi per effettuare un riporto di saldatura possono essere molteplici, qui di
seguito si riportano i più utilizzati:
• GTAW (Gas Tungsten Arc Welding);
• S M AW ( Shi e l de d Me t a l Arc
Welding);
• GMAW (Gas Metal Arc Welding);
• FCAW (Flux Cored Arc Welding);
•
S AW a nas tro (S ubmerged A rc
Welding);
• ESW a nastro (Electro Slag Welding).
Di seguito si riportano vantaggi e svantaggi dei principali processi:
• SMAW: facilità e versatilità di saldatura, bassa produttività.
• GMAW: bassi costi, alta produttività,
possibilità di spruzzi.
• FCAW: alta produttività, facilità di
saldatura, costi del materiale d’apporto elevati.
• SAW: elevate capacità produttive
tipiche del processo, possibilità di
1.2 Esperienza della Walter Tosto S.p.A.
La Walter Tosto S.p.A. è un’azienda che
opera con successo nel settore della caldareria da più di 50 anni (1960-2011).
Negli ultimi 20 anni, la realizzazione di
numerevoli apparecchi in pressione
placcati mediante saldatura ha contribuito ad accrescere il know-how aziendale.
1.2.1 Analisi dei processi di placcatura
Nella Tabella I sono elencati i vari processi utilizzati nella fabbricazione di
riporti placcati, analizzando alcuni
valori tipici ottenuti in fase di qualifica e
quindi in produzione.
Nell’ultima colonna della stessa tabella
è presente l’elenco delle tipiche prove
TABELLA I - Valori tipici.
Strati di
deposito
Spessore
deposito
Spessore
non diluito
SMAW
(Ø = 3.2/4/5 mm)
2 strati
4.5÷7
≥3
3 strati
6÷9
≥3
GMAW
(Ø = 1.2 mm)
2 strati
5÷7
≥3
3 strati
6.5÷9
≥3
FCAW
(Ø = 1.2 mm)
2 strati
4.5÷7
≥3
SAW a nastro
(30×0.5 mm)
Mono-strato
3.5÷5
Vedere punto 2
SAW a nastro
(30/60/90×0.5 mm)
2 strati
8÷10
≥3
ESW a nastro
(60/90×0.5 mm)
Mono-strato
4÷5
≥3
Procedimento
Prove
- analisi chimica;
- micrografia in materiale
base, zona termicamente
alterata e zona fusa;
- macrografia;
- disbonding test;
- pieghe;
- analisi della ferrite;
- prova di durezza;
- prova di corrosione
intergranulare.
TABELLA II - Combinazioni materiali d’apporto di maggiore utilizzo.
Procedimento
1° strato
2° strato
3° strato
Analisi chimica richiesta
E 309L
E 308L
/
304L
E 309L / E 309MoL
E 316L
/
316L
E 309MoL
E 317L
E 317L
317L
E 309L
E 347
/
347
E 2209
E 2209
/
Duplex 2205
Inconel 625
/
/
Cr ≥ 12 %*
Inconel 625
Inconel 625
/
Inconel 625
ER 309L
ER 308L
/
304L
ER 309L
ER 316L
/
316L
Inconel 625
/
/
Cr ≥ 12 %*
Inconel 625
Inconel 625
/
Inconel 625
ER 309L
ER 308L
/
304L
ER 309L / ER 309MoL
ER 316L
/
316L
ER 309MoL
ER 317L
/
317L
ER 309L
ER 347
/
347
Inconel 625
/
/
Cr ≥ 12 %*
Inconel 625
Inconel 625
/
Inconel 625
EQ 309L
EQ 308L
/
304L
EQ 309L / EQ 309MoL
EQ 316L
/
316L
EQ 309L
EQ 347
/
347
Inconel 625
/
/
Cr ≥ 12 %*
Inconel 625
Inconel 625
/
Inconel 625
EQ 309LMo
/
/
316L
EQ 309LNb
/
/
347
EQ 22.6.3L**
EQ 22.6.3L**
/
Duplex 2205
Inconel 625
Inconel 625
/
Inconel 625
SMAW
GMAW
FCAW
SAW a nastro
ESW a nastro
Note:
* Soluzione adottata per il caso specifico della fabbricazione dei Coke Drum (vedi punto 2 di questo articolo).
** Non classificato secondo ASME II Part C.
TABELLA III - Valori diluizione e velocità di deposito più ricorrenti.
Procedimento
Diluizione (%)
Deposito orario (kg/h)
SMAW Ø 3.2
25-30
0.5÷0.8
GMAW Ø 1.2
20-25
1÷2
FCAW Ø 1.2
15-20
1÷2
SAW (nastro da 30×0.5)
15-25
5÷10
ESW (nastro da 90×0.5)
10-15
20÷25
che la Walter Tosto esegue per qualificare i processi di placcatura mediante
saldatura.
Vale la pena soffermare l’attenzione su
uno degli elementi chiave della Tabella I
ovvero lo spessore non diluito. Infatti,
nella maggior parte delle specifiche tecniche è richiesto di garantire una minima
quota di spessore con analisi chimica in
accordo ai requisiti minimi nominali del
materiale con caratteristiche adatte al
tipo di servizio.
I rapporti di diluizione dei processi ad
arco elettrico (Tab. III) sono tali da
rendere necessario l’utilizzo di un primo
strato barriera, che permette di ottenere
la giusta analisi chimica negli strati successivi. Come evidente nella Tabella I,
tutti i restanti procedimenti di placcatura
mediante saldatura sono realizzati pluristrato, ad eccezione di casi particolari,
come ad esempio il case study approfondito nel punto 2 e il processo ad ESW.
La distinzione fra placcature mono e
pluristrato va approfondita tenendo
conto dei materiali utilizzati. A questo
scopo la Tabella II è un utile estratto dell’esperienza Walter Tosto, dove sono
riportate le combinazioni maggiormente
utilizzate.
1.2.2 Linea guida per la fabbricazione
di manufatti placcati
Nella placcatura del fasciame di grandi
apparecchi si utilizzano procedimenti ad
alta produttività come ESW e SAW a
nastro (60 o 90 mm), la prima variabile
di cui tener conto è lo spessore del materiale base. La soglia oltre la quale si
decide di utilizzare una placcatura,
mediante saldatura, è in genere di circa
50÷60 mm, mentre per spessori minori, si
preferisce utilizzare lamiere già placcate
in acciaieria. Infatti per i bassi spessori,
l’elevato rischio di deformazioni, causate
dagli apporti termici messi in gioco
durante la saldatura, obbliga in genere a
comprare le lamiere già placcate.
Per la placcatura dei fondi la situazione
è molto simile a quella già descritta per
il fasciame, con la differenza che la convenienza nell’acquisto di lamiere già
placcate si ha fino ad un massimo di
40÷50 mm. La dimensione dei nastri utilizzabili nel caso di placcatura mediante
saldatura è limitata ai nastri da 30 e
60 mm, infatti utilizzando un nastro da
90 mm, l’elevato apporto termico e
l’elevata fluidità del bagno di saldatura
rendono difficilmente governabile la saldatura stessa, dove il raggio di curvatura
è di dimensioni non compatibili con
le velocità di saldatura ed il relativo
tempo di solidificazione del materiale
d’apporto.
Per quanto riguarda la placcatura dei
bocchelli, il fattore geometrico (diametro e spessore) è una variabile essenziale
per la scelta dei procedimenti e dei relativi impianti di saldatura da utilizzare.
Infatti per bocchelli con diametro
interno ≥18’’si preferisce utilizzare
procedimento SAW con un nastro da
30 mm.
Per bocchelli di diametro interno compreso tra 2.5’’÷18’’viene usato il filo
pieno o il filo animato.
Infine per bocchelli con diametro
interno inferiore a 2’’è usata la placcatura ad elettrodo, effettuando la placca-
tura in senso longitudinale rispetto
all’asse del bocchello. In alternativa per
diametri così piccoli può essere utilizzato il processo GTAW.
Negli scambiatori di calore, quando
richiesta la placcatura delle piastre
tubiere, usualmente si utilizza il procedimento ad ESW pluristrato, per consentire le lavorazioni meccaniche previste.
In conclusione, per la corretta esecuzione di un riporto placcato mediante
saldatura è necessario prestare minuziosa attenzione su ogni singola variabile. Il Codice ASME prescrive, per i
riporti resistenti alla corrosione, 14
variabili di cui tener conto.
2. Case study: placcature nella
2.1 Coke Drum. Cosa sono e principali
problematiche
Questa parte dell’articolo è dedicata alla
fabbricazione dei Coke Drum. Con riferimento a specifiche contrattuali e normative applicabili, si analizzeranno tutte
le scelte operate a livello costruttivo, per
far fronte alle criticità tipiche di questi
apparecchi.
Per comprendere a pieno quanto sarà
illustrato nei paragrafi successivi è
necessario dare qualche breve cenno
sulla funzione svolta dai Coke Drum e
sulle principali problematiche.
I Coke Drum sono delle apparecchiature
a pres s ione verticali, p r o g e t t a t e e
cos truite generalmente se c o n d o i l
Codice ASME VIII Divisione 1, con
ampi range di dimensioni: diametri
Fractionator
Coke Drums
C4 and lighter
Gasoline
Naphtha
Light gas oil
Heavy gas oil
Feed
Heater
Figura 8 - Schema semplificato di funzionamento di un Coke Drum.
variabili fra i 4 e i 9 m e altezze che
possono raggiungere i 30 m.
Questi apparecchi sono utilizzati nella
maggior parte delle raffinerie, per realizzare uno dei due processi di coking commercialmente sviluppati: il “delayed
coking” (l’altro meno diffuso è il coking
a letto fluido). Tramite questo processo è
possibile ottenere distillati pregiati, oltre
che gas e coke di petrolio a partire da
residui di scarso valore commerciale.
In un processo convenzionale di delayed
coking la carica viene riscaldata in un
forno fino alla temperatura di reazione
(fra i 480 °C e i 510 °C) e poi trasferita
nella camera di reazione (Coke Drum).
Durante la fase di riscaldamento nel
forno, le reazioni tipiche del coking
vengono ritardate per poi essere eseguite
quando la carica raggiunge il Coke
Drum, da qui il nome di coking ritardato.
L e c a me r e d i r e a z i one l a vora no i n
coppia, mentre una è in esercizio, l’altra
viene esclusa per il decoking, in modo
tale che l’unità possa lavorare in modo
pressoché continuo (Fig. 8).
Il coking ritardato è un processo semicontinuo: pur essendo infatti il coking
un processo continuo, la rimozione, la
manipolazione e lo smaltimento del
coke vengono condotti in modo discontinuo. Ogni singolo ciclo può avere una
durata variabile fra le 10 e le 48 ore.
Il Coke Drum viene alimentato dal basso
fino a circa l’85% della sua capacità
totale. Successivamente il carico rimane
alla temperatura di reazione per un
tempo sufficiente alla dissociazione del
carbonio. Il carbonio solidifica sotto
forma di coke sulle pareti dell’apparecchio, mentre i vapori generati dal crac-
Figura 10 - Spedizione Coke Drum.
king, opportunamente raffreddati
(per evitare la formazione di coke
nelle tubazioni),
vengono inviati
ne l l a frazionatrice.
Tramite lavaggio
c on acqua e
vapore il coke e
l’apparecchio
vengono raffreddati a basse temperature. Il coke
viene poi rimosso
e sc l udendo la
c a m e ra di reazione interessata
dalla linea di processo. Il servizio
svolto dai Coke
Drum fa sì che questi apparecchi lavorino in condizioni di fatica termica
(verificato secondo ASME VIII Div. 2),
che può portare a rotture in alcune zone
critiche come: attacco fondo-gonna, saldature circolari e sulle zone di collegamento dei bocchelli.
Uno degli effetti maggiormente ricorrenti, come conseguenza delle condizioni di lavoro, consiste in un rigonfiam e nt o del mantello, denominato
“bulging”, che si manifesta con un
aumento del diametro dell’apparecchio a
varie quote della sua altezza in prossimità delle saldature circolari (Fig. 9).
Questi rigonfiamenti, che possono essere
parzialmente o totalmente sviluppati
lungo tutta la circonferenza, vanno a
generare dei punti di intensificazione
Figura 9 - Effetto bulging su Coke Drum.
degli stress, sia in direzione assiale che
circonferenziale. Il bulging può manifestarsi anche dopo una breve frazione
della vita operativa dell’apparecchio e
rappresenta l’inizio di una fase di auto
distruzione del Coke Drum, che in genere
si conclude con lo sviluppo di una rottura
in prossimità delle saldature circolari.
Un altro punto critico è sicuramente la
giunzione fra l’apparecchio e la gonna,
dove quest’ultima ostacola la dilatazione
del Coke Drum, andando così a creare
dei picchi di sollecitazione che si manifestano in modo ciclico.
Inoltre tutte le appendici esterne con
geometrie non opportune, su apparecchi
per servizio a fatica, come ad esempio
piastre di rinforzo, sono da evitare
(Fig. 10).
2.2 Una recente esperienza Walter
Tosto nella fabbricazione dei
Coke Drum
Si illustra qui di seguito una recente
esperienza di fabbricazione di Coke
Drum del tipo a fasce verticali.
Nella Figura 11 è riportato il dettaglio
dei Coke D rum fabbric a t i , m e n t r e
nella Tabella IV sono riportati i principali dati di progetto.
Figura 11 - Coke Drum.
2.2.1 Materiali base e di saldatura
Tutte le lamiere che compongono il
fasciame e i fondi sono del tipo placcato
mediante laminazione, caratterizzate
da materiale bas e in 1 ¼ C r - ½ Mo
(SA 387 Gr.11 Cl.1 in accordo con il
Codice A S M E S ect. I I Pa r t A S A 387/S A 387M - Ed i t i o n 2 0 0 7 /
Add. 2009) e placcatura in acciaio inoss idabile del tipo S A 24 0 T p . 4 1 0 S
(ASME Sect. II Part A - SA 240/SA 240M
- Edition 2007/ Add. 2009), fornite allo
stato normalizzato e rinvenuto.
In aggiunta ai requisiti minimi indicati
sulle normative di riferimento per
materiale base e riporto placcato, le specifiche del licensor indicano ulteriori
restrizioni in accordo all’SA 20/SA 20M
e all’SA 480/SA 480M, di seguito sono
riportate le principali l i m i t a z i o n i
prescritte:
• Il contenuto di zolfo (S) e fosforo (P)
non deve eccedere lo 0.01%.
• Tutte le lamiere delle parti in press ione devono es s er e “ v a c u u m
treated” in accordo ai requisiti supplementari (S1) del Codice ASME
Divisione II, sezione SA 20.
• Analisi chimica in accordo ai requisiti supplementari (S2) del Codice
ASME II Parte A, sezione SA 20.
• Il trattamento termico simulato sui
provini meccanici dev’essere eseguito in accordo ai requisiti supplementari (S3) del Codice ASME II,
sezione SA 20.
• Ulteriori requisiti supplementari
richiesti sono: S5 (Impact test) e S12
(CN D ) s empre in a c c o r d o a l l a
sezione SA 20 del Codice ASME II.
Le caratteristiche meccaniche dei materiali utilizzati sono valutate dopo trattamenti termici s imulat i m i n i m o e
massimo (Tab. V) e allo stato di fornitura, in accordo all’ASTM A370.
Nella Tabella VI sono riportati i test eseguiti e i valori minimi richiesti per ritenere le prove soddisfacenti.
TABELLA IV - Coke Drum design data.
Coke Drum Data
Internal design pressure [MPa]
Design temperature [°C]
0.832
Coking above/below B.T.L.
462.8 / 504.4
Decoking
300
Minimum design metal temperature [°C]
-18
Internal diameter [mm]
7924.8
Total length [mm]
35052
Shell thickness [mm]
32 + 3 (clad)
Total weight [Tons]
315
TABELLA V - Condizioni PWHT min. e max.
Temperature
690 °C ± 10 °C
Holding time MIN PWHT
120 min.
Holding time MAX PWHT
720 min.
Heating rate
150 °C/h Over 300 °C
Cooling rate
150 °C/h Up to 300 °C
TABELLA VI - Prove meccaniche per materiale base.
Prove
meccaniche
Prova eseguita dopo:
Stato di
fornitura
PWHT
minimo
PWHT
massimo
Requisiti minimi
Tensile Test
X
X
X
Minimi secondo ASME
Impact Test (-18 °C)
X
X
X
Media: 34 J; Singolo: 28 J
Hardness Test
X
X
Max 225 HV
TABELLA VII - Materiali d’apporto per weld overlay e clad restoring.
Type of welding material
SFA
AWS classification
Electrode
5.11
ENiCrMo-3
Wire/Strip
5.14
ERNiCrMo-3
Per il Tensile Test oltre ai minimi requisiti nominali indicati dalle ASME per il
materiale base in SA 387 Gr. 11 Cl.1, è
richiesto che i carichi di rottura delle
diverse lamiere utilizzate per il medesimo a p p a r e c c hi o di f fe ri sc a no a l
massimo di 10000 psi [70 MPa], quest’accorgimento contribuisce a dimi-
nuire l’effetto “bulging”.
Per la placcatura è necessario eseguire il
Bond Shear Test in accordo all’ASTM
standard A263 con valori minimi di
20000 psi [140 MPa].
Anche i bocchelli sono stati realizzati in
materiale base 1¼Cr-½Mo con riporto
placcato mediante saldatura all’interno.
I particolari della placcatura come:
materiali, procedimento e spessore
minimo di riporto non diluito saranno
discussi in seguito. I materiali di saldatura utilizzati per le giunzioni testa a
testa devono avere la stessa composizione chimica del materiale base con un
X factor inferiore a 15 ppm.
Per il “weld overlay” e per il “clad restoring” si è utilizzata una lega di nichel
(Inconel 625, Tab. VII).
Il 410S è un acciaio inossidabile ferritico, caratterizzato da buone proprietà
meccaniche di resistenza al creep e a
fatica. Dal lato della resistenza alla corrosione il loro utilizzo è molto frequente
nel settore petrolchimico.
Si predilige l’utilizzo dell’Inconel 625
come materiale per il ripristino delle
placcature data l’elevata resistenza a
fatica termica.
Inoltre le caratteristiche meccaniche dell’Inconel 625, confrontabili con quelle
del materiale d’apporto in 1¼Cr-½Mo
utilizzato per i giunti test a a t e st a
(Tab. VIII), permettono di ridurre l’effetto “bulging”.
2.2.2 Scelte progettuali per far fronte
alle principali problematiche dei
Coke Drum
Una delle cause principali del fenomeno
del bulging, già presentato in precedenza, è la differenza di carico di snervamento fra materiali, base e di saldatura.
Il materiale di saldatura, caratterizzato
da più alte caratteristiche meccaniche
rispetto al materiale base (Tab. VIII),
costituisce una sorta di “cintura” che
favorisce la deformazione sul fasciame,
nelle zone adiacenti alle saldature circolari. Il “clad restoring” in corrispondenza delle saldature circolari tende ad
incrementare l’effetto di irrigidimento
del giunto saldato.
La Walter Tosto nella realizzazione dei
Coke Drum ha utilizzato l’innovativa
tecnologia del “vertical plate”, cioè
layout delle lamiere del fasciame verticale (Fig. 12). Questa soluzione permette di minimizzare il numero delle
TABELLA VIII - Caratteristiche meccaniche lamiere e materiale di saldatura.
Base
material/clad
Type
Tensile
[MPa]
Yeld
[MPa]
Weld metal
Tensile
[MPa]
Yeld
[MPa]
SA 387 Gr. 11 Cl. 1
1¼Cr-½Mo
415÷585
240
F8P2-EB2R-B2
550÷690
470
410 S
12 Cr
415
205
ER(E)NiCrMo-3
760
Figura 12 - Troncone Coke Drum con lamiere a layout verticale.
Figura 13 - Dettaglio weld overlay su pareti fasciame.
saldature circolari al massimo di tre:
• Saldatura circolare del fasciame
al fondo ellittico (Saldatura B1,
Figura 11).
• Saldatura circolare fra i due tronconi del fasciame (Saldatura B2,
Figura 11).
• Saldatura circolare del fasciame
al fondo conico (S al d a t u r a B 3 ,
Figura 11).
Per limitare il fenomeno dell’irrigidimento delle saldature si è adottata la
soluzione descritta nella Figura 13, limitando il sovrametallo del “clad restoring” rispetto alla placcatura delle
lamiere ad un massimo di 0.8 mm.
All’interno del fasciame tutte le saldature
“weld overlay” sono state opportunamente molate per ridurre eventuali
discontinuità geometriche, al fine di minimizzare i conseguenti picchi di tensione.
Un altro punto ad alto rischio di rotture è
la zona di attacco fra la gonna e il
fasciame. Proprio in questa zona si raggiungono i picchi massimi di temperatura
(500 °C). La gonna (vincolata) subisce
elevate deformazioni in seguito ai cicli
termici, che possono portare a rotture
per fatica in prossimità dei punti critici.
La giunzione fra la gonna e il Coke
Drum avviene al di sotto della “tangent
line” nella parte alta del cono inferiore.
La soluzione adottata è quella del “build
up” realizzato mediante processo di saldatura SAW.
La parte bassa del “build up” è stata raccordata con un raggio opportuno, al fine
di minimizzare l’intensificazione degli
stress in una zona delle zone maggiormente sollecitate (Fig. 14).
Figura 14 - Dettaglio build up per la connessione della gonna con il fasciame.
Figura 15 - Tagli sulle pareti della gonna.
Figura 16 - Dettaglio gonna.
Nella Figura 16 si può osservare la
gonna durante le fasi di lavorazione
meccanica del “build up” sul tornio ad
asse verticale.
La soluzione adottata per favorire la
deformazione della gonna, e quindi
allungare la vita operativa dell’apparecchio, è stata quella di operare dei tagli
v e r tic a li d e lla l unghe z z a di c i rc a
300 mm, opportunamente raccordati agli
estremi, lungo le pareti laterali della
gonna (vedi dettaglio Figure 15 e 16).
Tutti i bocchelli connessi al fasciame o
con i fondi devono essere auto-rinfor-
zati, infatti non è consentito l’utilizzo di
rinforzi esterni. Inoltre i bocchelli
devono essere radiografabili, in accordo
alla Figura UW-16.1 del Codice ASME
VIII Divisione 1 (Fig. 17).
Tutte le connessioni devono avere delle
flange che non possono essere del tipo
“slip-on”.
Per evitare l’utilizzo di piastre di rinforzo di grosso spessore, il golfare di
sollevamento è saldato su una lamiera
del tipo “insert plate” (che presenta una
zona a spessore maggiorato opportunamente raccordata).
2.2.3 Placcatura mediante saldatura
nei Coke Drum
Diversi sono i processi di placcatura
coinvolti nella fabbricazione dei Coke
D rum. La s celta del più i d o n e o a
seconda dei casi è guidata da diversi
fattori, come ad esempio la geometria
delle parti da placcare, che nel caso di
bocchelli di piccole dimensioni, rappresenta uno degli ostacoli principali alla
realizzazione del riporto.
In questo paragrafo analizzeremo le
scelte adottate nella fabbricazione dei
Coke Drum con riferimento ai limiti
imposti dalle normative di riferimento e
dalle problematiche riscontrate in produzione.
Si è visto che il “clad restoring” può
avere al massimo un’altezza di 3.8 mm
(Fig. 13), cioè eccedere di soli 0.8 mm
l’altezza della placcatura. In accordo alla
specifica contrattuale, è necessario che il
contenuto di cromo del riporto mediante
saldatura, ad 1/16” (circa 1.5 mm) dalla
superficie della saldatura, sia maggiore
del massimo nominale indicato dalle
normative per il 410S.
Nella Tabella IX sono riportati i procedimenti di saldatura utilizzati per il “weld
overlay” sui Coke Drum.
L’analisi chimica effettuata testimonia il
raggiungimento del requisito contrattuale discusso sopra.
Oltre all’analisi chimica, in fase di qualifica del procedimento, sono state effettuate anche le seguenti prove:
• Macrografia.
• Prove di piega.
• Prove di durezza (tre m i su r e i n
WM/ZTA).
• Controlli non distruttivi in accordo
alle specifiche del cliente e al Codice
ASME.
Preriscaldi ed interpass utilizzati in produzione sono gli stessi testati tramite la
qualifica dei processi di saldatura, in
accordo con il Codice ASME VIII Div. 1
TABELLA IX - Procedimenti di saldatura utilizzati per riporti placcati.
Weld Metal [mm]
Welding procedure
Type of weld material
[mm]
Multiple or single
layer
SAW
Strip 30 x 0.5
Single layer
3.8
4÷6
SMAW
Electrode Ø = 5
Single layer
3.2
50%
FCAW
Wire Ø = 1.2
Single layer
3.4
50%
GMAW
Wire Ø = 1.2
Single layer
3.5
50%
Deposit
Overlap
[mm]
Figura 17 - Dettaglio dei bocchelli secondo
ASME VIII Div. 1.
Figura 18 - Dettaglio cianfrino ripristino
placcatura su circolari e longitudinali.
Appendice R che prescrive un preriscaldo di 150 °C su materiali base in
1¼Cr-½Mo ed un interpass non superiore ai 175 °C.
C o me la b u ona norm a l a vora t i va
prevede, la temperatura di preriscaldo va
mantenuta fino al completamento dell’attività di saldatura.
Il procedimento di placcatura SAW, data
l’elevata produttività che lo caratterizza,
è stato utilizzato per il ripristino della
placcatura in corrispondenza di circolari
e longitudinali, studiando un cianfrino
tale da permettere il ripristino di placcatura con un’unica passata con nastro di
larghezza 30 mm (Fig. 18).
TABELLA X - Saldature fondo inferiore.
Weld
Welding process
Welding position
A33÷A44
FCAW
3G
A45÷A50
FCAW
1G
C1; B4; B5
FCAW
1G
Il ripristino della placcatura sulla parte
ellittica del fondo superiore (Fig. 19)
(saldature A3÷A4; A5÷A16) viene realizzato mediante procedimento FCAW
in pos izione verticale a sc e n d e n t e
(3G/up-hill).
Sulle saldature A1 e A2 il “clad restoring”
è eseguito sempre con procedimento
FCAW ma in posizione piana (1G).
Il fondo conico inferiore (Fig. 20) è
realizzato tutto con lamiere placcate
(SA 387 Gr. 11 Cl. 1 + SA 240 Tp. 410S;
thk. 51+3 mm), il ripristino del riporto
interno è effettuato come riassunto nella
Tabella X.
Il weld overlay sulla flangia 3 è invece
realizzato con procedimento FCAW.
Figura 19 - Fondo superiore.
FCAW. Infine il bocchello 7 è stato placcato interamente con procedimento
GMAW.
Nella Tabella XII è riportato l’elenco dei
controlli non distruttivi eseguiti prima e
dopo trattamento termico e dopo prova
idraulica sui vari componenti.
Conclusioni
Figura 20 - Fondo inferiore.
Tutti i bocchelli di dimensioni superiori
ai 16”, (Tab. XI), sono costituiti da tre
parti:
• Codolo (placcatura con SMAW).
• Tubo (lamiere placcate).
• Flangia (FCAW).
• Ripristino flangia tubo (SMAW).
Il bocchello 3, costituito da un unico
pezzo, è interamente placcato con procedimento SAW, solo il ripristino in corrispondenza della saldatura bocchellofondo viene realizzato con procedimento
TABELLA XI - Elenco bocchelli e flange di connessione.
La giusta applicazione dei procedimenti
di placcatura utilizzati nella fabbricazione di Coke Drum, e descritti nell’articolo, hanno permesso di ottenere a pieno
i requisiti minimi richiesti dalle normative e quelli delle specifiche del cliente,
relativi al contenuto di C r ( 1 2 C r )
minimo da ottenere in concomitanza
al massimo extra dosso di saldatura
(0.8 mm).
Una buona progettazione della placcatura permette di migliorare il comportamente dell’apparecchio nei confronti
della vita a fatica, in particolare nei
riguardi del problema del “bulging”.
Gli accorgimenti adottati in fase di fabbricazione dell’apparecchio uniti alla
buona attività lavorativa hanno lo scopo
di ottenere una lunga e sicura vita operativa dell’apparecchio.
Tali risultati sono difficili da riscontrare
nell’immediato.
L’obiettivo per il futuro su cui sta lavorando il comitato API 934 riguarda una
specifica raccomandazione tecnica denominata API 934G completamente dedicata ai Coke Drum, dalla progettazione
di processo a quella di dettaglio, materiali, tecnica di fabbricazione, ispezioni,
riparazioni, servizio e sostituzione.
TABELLA XII - Matrice CND Coke Drum.
Matteo DEL PRETE, 27 anni, laureato in Ingegneria Meccanica presso l’ Università degli Studi dell’Aquila nel 2008. Nel 2010
all’ interno del Master in “Pressure Process Equipment: Design and Manufacturing” consegue la certificazione International
Welding Engineer (IWE) e International Welding Inspector Comprehensive (IWI-C). Dal 2011 lavora presso la Walter Tosto
S.p.A. come Welding Engineer all’ ufficio saldatura.
Luca SATURNO, 23 anni, consegue il diploma di Perito Meccanico nel 2007 presso l’ I.T.I.S. Luigi di Savoia di Chieti. Dal 2008
ad oggi è impiegato presso la Walter Tosto S.p.A. nell’ufficio saldatura. Nel 2010 consegue la certificazione IWT e IWI-C.
Davide QUINTILIANI, 38 anni, laureato e diplomato in studi industriali. Si è laureato presso l’Università di Chieti
G. D’Annunzio in “Tecniche della prevenzione in ambiente e luoghi di lavoro” ed un secondo titolo universitario in “Tecniche
con funzioni ispettive per la tutela della salute nei luoghi di lavoro”. È IWT e IWI-C e Livello II di varie tecniche di NDE.
Dal 1996 è impiegato presso Walter Tosto S.p.A.. Ha iniziato come Ispettore Controllo Qualità, nel 2004 divenne capo del
Dipartimento Controllo Qualità con ruoli di NDE e coordinatore di saldatura e dal 2008 ad oggi è il Capo del Dipartimento
di saldatura, Coordinatore saldatura e selezione dei materiali. È autore di 25 articoli tecnici riguardanti PED, qualità,
NDE e saldatura.
Technology is life
L’esperto
risponde
Una nuova Rubrica della
Rivista Italiana della Saldatura
Prendendo spunto dalle numerose
domande di chiarimento o di approfondimento su temi specifici o sull'interpretazione di normative riguardanti la saldatura e le tecniche ad essa connesse che
regolarmente pervengono all'Istituto, è
stato deciso di pubblicare, in una apposita rubrica della Rivista Italiana della
Saldatura, le domande ritenute più di
interesse con le relative risposte fornite
dal funzionario IIS esperto del tema specifico.
La collaborazione per alimentare questa
rubrica, che riteniamo possa suscitare
grande interesse, è aperta a tutti gli interessati che potranno inviare i loro
quesiti, compilando l'apposito “Form”
pubblicato sul sito dell'Istituto Italiano
della Saldatura
www.iis.it
Le domande, opportunamente selezionate, con le relative risposte verranno
pubblicate nella rubrica “L'esperto
risponde” .
Saldatura con laser Nd:YAG di giunti
di testa di lamiere sottili in lega
di magnesio AZ31
M. Brandizzi **
S. Renna *
A.A. Satriano **
D. Sorgente *
L. Tricarico *
Sommario / Summary
Le leghe di magnesio si sono sempre più diffuse in diversi
settori industriali come quello automobilistico, quello dei
componenti elettronici, ecc. Un metodo affidabile di giunzione di componenti realizzati con questi materiali può sicuramente permettere un più largo impiego di queste leghe.
In questo articolo, il processo di saldatura laser con laser
Nd:YAG di potenza massima 2 kW è stato studiato e riportato. È stato analizzato l’effetto dei parametri di saldatura
come potenza laser e velocità di saldatura. Lamiere di 1 mm
di spessore in lega di magnesio AZ31B sono state saldate
testa a testa con elio e argon come gas di protezione in
assenza di materiale d’apporto. Le caratteristiche meccaniche
sono state misurate mediante prove di trazione usando, come
tecnica per la misura della deformazione, la correlazione di
immagini digitali (DIC). Dopo un piano sperimentale preliminare volto ad esplorare la gamma di parametri di processo,
il processo di saldatura è stato ottimizzato utilizzando un
approccio basato sulla progettazione degli esperimenti
(DoE). Piani sperimentali consecutivi hanno portato a giunti
di testa ottimizzati che hanno mostrato, dopo la prova di trazione, un cordone di saldatura sano con frattura nel materiale
di base. L’analisi locale delle deformazioni tramite DIC ha
evidenziato un differente comportamento a trazione, in
termini di deformazione del cordone di saldatura, nei giunti
di testa ottimizzati rispetto a quelli non ottimizzati.
Magnesium alloys are increasingly widespread in different
industries such as automotive, electronic, etc. The wider use
*
of these alloys may come with a reliable method of components joining. In this paper, the laser welding process using
Nd:YAG laser of maximum power 2 kW has been investigated
and reported. The effect of processing parameters including
laser power and welding speed has been explored. Sheets
with 1 mm thickness of a AZ31B magnesium alloy have been
butt-welded with helium and argon used as shielding gas
without filler material. Mechanical properties have been
measured by means of uniaxial tensile tests using a Digital
Image Correlation (DIC) technique for the strain measurement. After a preliminary experimental plan aimed at exploring the process parameters range, the welding process has
been optimized using a Design of Experiment approach. Subsequent experimental plans have led to optimized butt joints
that have showed, after tensile test, a sound weld bead with
the fracture occurrence in the base material. The local strain
analysis by DIC highlighted a different tensile behaviour, in
terms of welding bead deformation, in optimized laser butt
welded joints compared to the not optimized one.
Keywords:
Automobile engineering; butt joints; deformation; energ y
input; finite element analysis; laser welding; light metals;
magnesium alloys; mechanical properties; process
conditions; process parameters; sheet; speed; stress analysis;
tailored blanks; YAG lasers.
DIMeG - Politecnico di Bari.
** Consorzio CALEF - Rotondella (MT).
M. Brandizzi et al. - Saldatura con laser Nd:YAG di giunti di testa di lamiere sottili in lega di magnesio AZ31
Introduzione
Nell’industria automobilistica le aziende
ricercano da sempre soluzioni innovative in grado di diminuire il costo e il
peso dei loro prodotti e, di conseguenza,
anche il consumo di carburante e di
energia in genere, oltre che l’impatto
ambientale tanto per i processi quanto
per i prodotti. In questo quadro prospettico, lo studio della saldatura a fascio
laser di lamiere sottili in lega di magnesio per la realizzazione di Tailor Welded
Blanks (TWBs) è in perfetto accordo
con le esigenze sopra esposte, sotto
entrambi gli aspetti, inerenti ai nuovi
materiali e alle nuove tecnologie. Tra i
nuovi materiali di sicuro interesse tecnologico, le leghe di magnesio hanno
acquistato notevole interesse in applicazioni nel settore automobilistico, per la
produzione di involucri e altri dispositivi
con il miglior compromesso tra leggerezza e resistenza meccanica del componente. In genere le applicazioni sono
rivolte alla produzione di getti pressofusi, per la predisposizione di tali leghe a
questo processo di fabbricazione.
Con l’obiettivo di estendere le applicazioni anche a componenti realizzati
mediante lavorazioni di lamiere, sono
state avviate recentemente numerose
ricerche che indagano l’attitudine della
lega alla deformazione plastica (attitudine alla formabilità, alla piegatura,
all’imbutitura, ecc.), alla formatura
superplastica e alla saldatura anche con
processi innovativi come quello con
fascio laser.
L’impulso a questo settore della ricerca è
dato dall’interesse crescente dell’industria verso la possibilità di deformare,
realizzando forme complesse, parti realizzate per assemblaggio tramite saldatura di lamiere, successivamente alla
realizzazione della stessa giunzione.
In ambito industriale tale concetto si
concretizza nei TWBs, soluzione che
consente di ridurre il peso, e quindi i
consumi di carburante, delle vetture, di
migliorare le tolleranze dimensionali dei
componenti finali, di aumentare la resistenza ai fenomeni corrosivi, abbattendo
nel contempo i costi e i tempi di produzione [1]. I TWBs sono realizzati saldando parti distinte di uno stesso componente finale, ricavate da lamiere di
differente spessore, classe di materiale
e/o caratteristiche meccaniche, per ottenere un’unica lamiera che subirà un processo di formatura una volta che tutte le
giunzioni sono state eseguite: l’inversione dell’ordine delle operazioni di saldatura e di formatura fa sì che, dal punto
di vista deformativo, sia da considerare
la formabilità non più solo delle lamiere
ma anche del giunto saldato.
I processi di saldatura più diffusi per le
leghe di magnesio sono legati alle tecniche MIG e TIG, nonostante le basse
velocità di saldatura, l’elevata zona termicamente alterata (ZTA) e di fusione
(ZF) e soprattutto le variazioni della
microstruttura e delle proprietà del
materiale con il ciclo termico indotto
con la saldatura. Questi motivi hanno
indotto una crescente attenzione verso
altre tecniche di saldatura, tra le quali
quella con fascio laser.
La saldatura laser offre infatti elevate
velocità di saldatura, un input di calore
basso, una piccola zona termicamente
alterata e di fusione, aspetti molto favorevoli in relazione alle problematiche
inerenti alla formatura, dal momento che
la diversa microstruttura della zona
saldata porta ad una significativa variazione della duttilità rispetto al materiale
base [2].
Altri vantaggi della saldatura laser sono:
• possibilità di realizzare saldature profonde e sottili;
• minimizzazione delle tensioni residue
e delle distorsioni grazie al basso
apporto termico;
• elevati tassi di produzione ed elevata
flessibilità del processo;
• la saldatura può essere realizzata
anche dove l’accesso è limitato o soltanto da un unico lato.
D’altro canto il processo di saldatura
laser è caratterizzato dai seguenti limiti:
• sono richiesti giunti con una tolleranza di accostamento ristretta ed
afferrati saldamente per evitare che le
dilatazioni aumentino il gap;
• è neces s ario un allineamento
giunto/fascio;
• esistono problematiche su alcuni
materiali legate alle loro proprietà
ottiche nei confronti della lunghezza
d’onda della radiazione laser;
• è necessaria una delicata messa a
punto dei parametri di processo.
Per la buona riuscita di un’operazione di
saldatura laser i parametri fondamentali
da tenere sotto controllo sono i seguenti:
• potenza della sorgente laser;
• velocità di saldatura;
• parametri ottici di focalizzazione;
• dimensione dello spot focale e posizione focale;
• geometria del giunto;
• gas di protezione.
Le proprietà fisico-chimiche delle leghe
di magnes io che entrano i n g i o c o
durante il processo di saldatura sono
principalmente: un basso assorbimento
del fascio laser, una forte tendenza
all’ossidazione, un’alta conducibilità
termica, un alto coefficiente di espansione termica, basse temperature di
fusione ed ebollizione, un largo range di
temperatura di solidificazione, un’elevata contrazione in fase di solidificazione, una bassa viscosità, una bassa
tensione superficiale, un’alta solubilità
dell’idrogeno allo stato liquido e l’assenza del cambiamento di colore alla
temperatura di fusione [3].
Alla luce di queste caratteristiche è
dunque possibile che si presentino
alcuni problemi e difetti di saldatura
quali la pos s ibilità di un b a g n o d i
fusione instabile e largo, una notevole
tendenza a generare spruzzi, una depressione del bagno di saldatura, la possibilità di sfondamenti e quindi di taglio
della lamiera, la presenza di inclusioni di
ossido, la perdita dei leganti, un’eccessiva formazione di porosità e di cricche
di liquazione e solidificazione. Tuttavia
è possibile evitare quanto espresso,
regolando opportunamente determinati
parametri di saldatura.
Un aumento della potenza del fascio
laser riduce eventuali discontinuità del
cordone (humping), mentre per valori
bassi di potenza si riducono gli schizzi e
la perdita di costituenti con bassa temperatura di vaporizzazione ed elevata pressione del vapore [4].
La velocità di lavorazione influenza la
profondità di penetrazione e la larghezza
del cordone di saldatura: entrambe
infatti diminuiscono linearmente con
l’aumento della velocità. Riducendo
notevolmente la velocità si ottiene un
aumento della profondità di penetra-
z io n e , ma n e c onse gue a nc he un
aumento della ZTA.
Di contro, se si lavora a velocità molto
elevate, aumenta fortemente la tendenza
all’humping e anche alla fragilità della
zona di fusione. Pertanto la regolazione
corretta di tale parametro è fondamentale e deve essere conforme con il livello
di potenza in uso, in quanto deve garantire la profondità di penetrazione richiesta e al contempo una buona qualità di
saldatura.
Il magnesio presenta un’elevata propensione ad ossidarsi, pertanto la presenza
di un gas di protezione risulta necessaria. La scelta del gas di protezione al
diritto ed eventualmente della protezione al rovescio influisce sull’aspetto
superficiale del cordone, sulla profondità di penetrazione e sul rapporto profondità/larghezza.
L’utilizzo di materiale d’apporto può
portare alla compensazione della perdita
di metallo per vaporizzazione, alla riduzione delle porosità ed al controllo delle
composizioni del bagno di fusione per
ridurre la fragilità della zona di fusione e
gli effetti della corrosione e per evitare
cricche di saldatura. Le piccole zone di
fusione e le elevate velocità della saldatura laser richiedono fili di piccolo diametro e la struttura cristallina esagonale
compatta del magnesio comporta l’utilizzo di metallo d’apporto dai costi di
produzione piuttosto alti. Per la saldatura laser, l’utilizzo del metallo d’apporto con diametri del filo elevato
richiede potenze elevate e basse velocità, pertanto in alcuni casi diventa difficile garantire la fusione e questo porta
all’instabilità del processo o persino alla
non saldatura.
In questo articolo gli autori mostrano
l’analisi delle saldature realizzate con
una sorgente laser Nd:YAG su elementi
in lega di magnesio AZ31 dello spessore
di 1 mm con l’obiettivo di individuare i
parametri di processo che permettano di
realizzare saldature di qualità, sia in
termini di resistenza meccanica sia in
termini di comportamento deformativo
(applicazioni Tailor Welded Blanks).
Setup sperimentale e
metodologie di prova
Al fine di determinare la finestra ottimale per i parametri operativi del pro-
cesso di saldatura è stato utilizzato un
approccio DoE (Design of Experiment)
con prove di saldatura realizzate presso
il “Laboratorio laser” del Consorzio
CALEF (Centro Ricerche ENEA Trisaia
di Rotondella - MT). La stazione di
lavoro laser è associata ad una sorgente
HAA S H L 2006 D a s tato s olido
Nd:YAG da 2 kW di potenza massima
nominale. Nella Tabella I sono elencati
ed esplicitati i relativi valori dei parametri di lavorazione che non sono stati
oggetto di questa sperimentazione.
I valori sono stati scelti sulla base di
esperienze pregresse [5, 6] e sono stati
mantenuti costanti nei piani sperimentali
descritti nella Tabella I.
Nell’attrezzatura di bloccaggio dei
provini è realizzata una gola che permette il flusso del gas di protezione al
rovescio in direzione parallela a quella
di s aldatura: ques to garantis ce un
cordone uniforme per tutta la lunghezza.
In particolare sono state eseguite saldature, effettuate a diverse velocità e per
differenti potenze, su giunti di testa realizzati con lamiere in lega di magnesio
AZ31 dello spessore di 1 mm ed analizzati i risultati sotto diversi profili:
l’aspetto generale della saldatura e del
cordone ottenuto nonché, in seguito a
prove di trazione su provini realizzati
con linea di saldatura perpendicolare
alla direzione del carico, la resistenza a
rottura del materiale e l’attitudine del
cordone alla deformazione.
Per l’analisi morfologica dei cordoni di
saldatura sono state utilizzate tecniche di
“image processing” su foto ad alta risoluzione della superficie superiore e inferiore delle lamiere saldate e non ancora
sottoposte alle altre fasi dell’indagine.
Nello specifico sono stati misurati i
valori della larghezza del cordone in
superficie, Ls e alla radice, Li.
Le prove di trazione a temperatura
ambiente, per la caratterizzazione meccanica dei giunti saldati, sono state effettuate nel laboratorio di “Caratterizzazione dei materiali e lavorazioni per
deformazioni plastiche” del Dipartimento di Ingegneria M e c c a n i c a e
Gestionale (DIMeG) del Politecnico di
Bari. Il sistema di prova è basato su una
macchina di trazione universale (Instron
4485), attrezzata con un sistema ottico
(Aramis 3D) per l’analisi “in process”
senza contatto delle deformazioni.
Tali prove sono state eseguite su provini
di dimensioni e forma standardizzate: i
riferimenti normativi più importanti
sono costituiti da:
• UNI EN ISO 15614-11 (2003);
• UNI EN 895 (1997);
• UNI EN 10002-1 (2004).
Grazie a queste prove sono stati ricavati
i valori della res is tenz a a t r a z i o ne
massima espressa in termini percentuali
rispetto a quella del materiale base
(MB), UTS% e i valori dell’allungamento percentuale a rottura, Af%.
Piani sperimentali e
caratterizzazione meccanica
Sulla base di conoscenze pregresse [5, 6]
è stato progettato un piano sperimentale
preliminare del tipo CCD (Central Composite Design), definito “Piano 0”, con
l’obiettivo di individuare la finestra operativa che permette di raggiungere la
completa penetrazione. L’apporto
termico relativo ai punti sperimentali di
questo piano è compreso tra 5 J/mm e
9.75 J/mm con la potenza laser sui due
livelli 500 W e 650 W, la velocità sui due
livelli 4 m/min e 6 m/min e un coefficiente α per la definizione dei punti
“stella” pari a 1.414 (Fig. 1).
In questa sperimentazione il range di
apporto termico permette di avere giunti
saldati a completa penetrazione ma,
dalle prove di trazione, emergono valori
dell’UTS% che non superano il 65% e
presentano un’elevata dispersione.
Con l’intento di aumentare l’irradianza
sul giunto da saldare, un nuovo piano
sperimentale, definito “Piano I”, è stato
progettato secondo la tipologia “Facto-
TABELLA I - Parametri, con rispettivi valori, del processo di saldatura laser fissati e
mantenuti costanti durante l’intera sperimentazione.
Distanza del fuoco dalla superficie superiore [mm]
0
Lunghezza focale lente collimazione / lente focalizzazione [mm]
200/150
Portata gas He soppressione plasma [Nl/min]
30
Portata gas Ar a rovescio [Nl/min]
5.5
Velocità Saldatura [m/min]
Potenza Laser [W]
Potenza Laser [W]
Figura 1 - Piano sperimentale preliminare e
relativi apporti termici.
Figura 2 - Piano sperimentale I con i relativi
apporti termici.
Contour Plot of Af%
Contour Plot of UTS%
Potenza Laser [W]
Potenza Laser [W]
Figura 3 - Contour Plot dell’UTS % (asinistra) e dell’Af % (a destra) in funzione di velocità di saldatura e potenza laser peril piano sperimentale I.
bili combinazioni di potenza e velocità
esaminate, attraverso i dati della prova di
trazione, è emersa l’esistenza di un’area
del piano sperimentale in cui si ottengono le migliori prestazioni meccaniche
in termini di UTS% e diAf% (Fig. 3).
Quest’area si localizza in prossimità del
punto sperimentale avente potenza laser
di 800 W e velocità di saldatura
di 5 m/min, a cui
è a ssociato un
apporto termico
di 9.6 J/mm, che
non coincide con
il punto centrale
de l P iano I;
i nol t re per i
provini corrisponde nt i a ques to
punto sperimentale, a differenza
di quanto s i è
verificato per tutti
gli altri, la rottura
è avvenuta nel metallo base e non nel
cordone di saldatura.
Si è quindi passati alla creazione di un
nuovo piano sperimentale, definito
“Piano II”, centrato proprio nel punto
800 W - 5 m/min, in modo da indagare il
comportamento dei giunt i n e l su o
intorno di potenza e velocità. Questo
rial Design” e collocato nel piano velocità di saldatura - potenza laser a potenze
e velocità maggiori rispetto al precedente (potenza laser compresa tra 600 W
e 800 W e velocità di saldatura compresa
tra 5 m/min e 7 m/min), mantenendo
però lo stesso range di apporto termico
del precedente piano (Fig. 2).
Per tutti i provini del Piano I sono state
ottenute saldature a completa penetrazione; dal punto di vista dell’analisi meccanica, i valori di UTS% si dispongono
in un intervallo tra il 75% e il 100%,
mentre quelli dell’Af% tra il 2% e
il 18.5% (contro un Af% del materiale
base di circa il 25%).A fronte di una
maggiore irradianza fornita, i valori
dell’UTS % risultano nettamente maggiori rispetto a quelli relativi al Piano 0
realizzato nello stesso range di apporto
termico. L’analisi statistica evidenzia che
i fattori potenza e velocità incidono sui
valori di UTS% e Af%, ma nessuno dei
due ha un’influenza significativamente
più elevata rispetto all’altro. Dalle possi-
Potenza Laser [W]
Figura 4 - Piano II con i relativi apporti
termici.
Contour Plot of Af%
Contour Plot of UTS%
Potenza Laser [W]
Potenza Laser [W]
Figura 5 - Contour Plot dell’UTS% (a sinistra) e dell’Af% (a destra) in funzione di velocità di saldatura e potenza laser perlipiano sperimentale II.
piano, rispetto al precedente, è caratterizzato da potenze maggiori e velocità
più basse (potenza laser compresa tra
700 W e 900 W e velocità di saldatura
compresa tra 4 m/min e 6 m/min); in
q u e s ta f in e s tra gl i a pport i t e rm i c i
variano da 7 J/mm a 13.5 J/mm (Fig. 4).
Il Piano II ha prodotto buoni risultati sia
sotto il profilo dell’analisi morfologica
che meccanica: per tutti i provini sono
state ottenute saldature a completa penetrazione; i valori dell’UTS% si dispongono in un intervallo tra il 97.6% e il
100%, nonostante l’arco di variabilità
dei parametri (potenza e velocità) adottati, mentre quelli dell’Af% tra il 10.5%
e il 20%.
Anche per questo piano è emersa l’esistenza di un’area in cui si ottengono le
migliori prestazioni meccaniche in
termini di UTS% e diAf% (Fig. 5).
Quest’area risulta circoscritta e corrisponde a quella individuata dal provino
saldato con valori di potenza laser e
velocità di saldatura corrispondenti al
punto centrale del piano sperimentale. In
questo punto sperimentale i provini raggiungono la rottura nel metallo base;
oltre al punto centrale, anche il punto con
potenza di 900 W e velocità di 6 m/min,
a cui corrisponde un apporto termico di 9
J/mm, evidenzia dei provini con cordoni
di saldatura integri a fine prova.
I fattori potenza e velocità incidono sui
valori di Af% e in misura meno evidente
sull’UTS; tra i due fattori, quello che ha
una maggiore influenza è la velocità di
saldatura. La bassissima variabilità
dell’UTS% con i parametri di processo
(Fig. 5) è indice del fatto che il processo
di saldatura è stabile in questa finestra
dei parametri di processo.
I risultati della sperimentazione condotta
evidenziano quindi l’esistenza di un
punto di ottimo della saldatura laser
Nd:YAG di lamiere di 1 mm in lega di
magnesio AZ31, questo è caratterizzato
da valori di potenza laser e velocità di
saldatura rispettivamente di 800 W e
5 m/min a cui corrisponde un apporto
termico di 9.6 J/mm.
Analisi morfologica e delle
deformazioni nei giunti saldati
Analisi morfologica
Dalla misura della larghezza superficiale
Ls e alla radice Li del cordone di saldatura è stato possibile trarre delle indicazioni relativamente ai parametri di processo sia per il Piano I che per il Piano II.
Sia Ls che Li aumentano con la potenza
e con l’apporto termico e diminuiscono
quindi con la velocità di saldatura.
Per quanto riguarda il Piano I, mentre
per Ls sembra non esserci un parametro
che influenzi maggiormente tale larghezza, per Li il parametro di maggiore
influenza è la potenza (Figg. 6 e 7).
Nel range di parametri esplorati non si
riscontrano inoltre forti scostamenti
Li [mm]
Ls [mm]
Ls [mm]
Li [mm]
Potenza Laser [W]
Figura 6 - Andamento di Ls in funzione della
velocità di saldatura e della potenza laser.
Potenza Laser [W]
Figura 7 - Andamento di Li in funzione della
velocità di saldatura e della potenza laser.
Ls/Li
UTS%
a)
Q [J/mm]
Ls/Li
b)
Figura 8 - a) Andamento del rapporto Ls/Li in funzione dell’apporto termico Q; b) Andamento della resistenza percentuale dei giunti in funzione
del rapporto Ls/Li.
dalla linearità nella proporzionalità tra i
fattori indagati (potenza e velocità di
saldatura) e i parametri morfologici del
cordone misurati (Ls e Li).
C o n s id e r a n d o il ra pport o L s/ L i si
osserva che per bassi valori di apporto
termico questo rapporto è eccessivamente alto e tende a ridursi all’aumentare dell’apporto termico, rimanendo
comunque maggiore di 1. Correlando
questo parametro alla UTS% dei giunti,
si riscontra come il valore più alto di
resistenza percentuale dei giunti si
ottiene quando questo rapporto tende
ad 1 (Fig. 8).
Questo valore corrisponde ad un compromesso tra il raggiungimento della
completa penetrazione ed un valore
troppo alto dell’apporto termico che porterebbe a pori e crateri nella ZF [7].
Anche per il Piano II valgono le considerazioni fatte in precedenza per la misura
di Li e Ls: entrambe aumentano con la
potenza laser e con l’apporto termico,
mentre diminuiscono all’aumentare
della velocità di saldatura. A differenza
di quanto visto per il Piano I, in questo
caso tutti i provini possiedono una buona
proporzione tra larghezza in superficie e
alla radice del cordone e la saldatura con
il più alto valore di Ls/Li, pari a 1.33, è
quella eseguita a 800W - 5 m/min.
Il parametro che ha la maggior influenza
su Ls e Li è la velocità di saldatura.
Analisi delle deformazioni
Per approfondire l’influenza dei parametri di saldatura sul comportamento deformativo dei giunti, sono state analizzate
le distribuzioni delle deformazioni e la
loro relativa evoluzione durante la prova
a)
b)
Figura 9 - Tipologie di rottura dei provini: a) nel materiale base, b) nel cordone di saldatura.
a)
b)
c)
Figura 10 - Distribuzione della deformazione principale massima per il provino che ha avuto
rottura nel cordone di saldatura in tre diversi istanti della prova: a) iniziale, b) intermedio,
c) antecedente alla rottura.
a)
b)
c)
Figura 11 - Distribuzione della deformazione principale massima per il provino che ha avuto
rottura nel materiale base in tre diversi istanti della prova: a) iniziale, b) intermedio,
c) antecedente alla rottura.
di trazione. Il sistema ARAMIS ha permesso, tramite la correlazione di immagini digitali, l’analisi locale e senza conta tto d e lle d e form a z i oni da ndo l a
possibilità di individuare il comportamento delle singole zone che compongono il provino di trazione saldato.
In particolare, avendo riscontrato due
tipi diversi di rottura dei giunti, uno nel
cordone ed uno nel materiale base, ci si è
concentrati nello studio dell’evoluzione
delle deformazioni relative a queste due
tipologie di cedimento. Nella Figura 9
sono riportati, a titolo esemplificativo,
due provini che mostrano le due differenti tipologie di rottura. Per semplicità
nel prosieguo dell’articolo indicheremo
con RMB i provini che hanno concluso
la prova di trazione rompendosi nel
materiale base e con RCS quelli dove il
cedimento è avvenuto nel cordone di
saldatura.
Cordone
Major Strain [%]
Major Strain [%]
Cordone
Section length [mm]
Figura 12 - Andamento della major strain
lungo una sezione longitudinale al provino
che ha avuto rottura nel materiale base.
Da una prima analisi è emerso che per i
provini RCS la deformazione, che inizialmente si localizza nella zona del
cordone di saldatura, si concentra nella
stessa regione per tutta la durata della
prova fino a giungere a rottura (Fig. 10);
per i provini RMB la deformazione inizialmente si localizza nella regione del
cordone per poi spostarsi durante la
prova nel materiale base (MB) dove
avverrà la rottura (Fig. 11).
Per approfondire il confronto tra provini,
per ognuno è stato analizzato l’andamento della “major strain” (deformazione principale mas s i m a ) e d e l l a
“minor strain” (deformazione principale
minima) lungo una sezione longitudinale al provino con r i f e r i m e n t o
all’istante antecedente alla rottura.
Il valore della deformazione principale
massima nella zona del cordone di saldatura risulta essere maggiore per i
provini RMB (Fig. 12) rispetto a quelli
che hanno avuto rottura nel cordone
(Fig. 13); questo significa che nel primo
caso il cordone di saldatura riesce a sopportare una maggiore deformazione
indotta senza giungere a rottura.
È stato inoltre analizzato l’andamento
delle stesse deformazioni durante tutta la
durata della prova in riferimento a
cinque punti presi su ciascun provino
(Fig. 14): due nel metallo base (MBsup,
MBinf) e tre nella zona del cordone
(ZTAsup, ZF, ZTAinf).
Per i provini RCS, la “major strain” relativa alla zona fusa (ZF) è maggiore di
Section length [mm]
lungo una sezione longitudinale al provino che
ha avuto rottura nel cordone di saldatura.
MBsup
ZTAsup
ZF
ZTAinf
MBinf
Figura 14 - Posizione dei cinque punti sul
provino.
punti considerati e per l’intera durata
della prova.
Nei provini RCS invece solo il materiale
base rispetta questa regola mentre sia
nella zona fusa che nella zona termicamente alterata la deformazione principale massima mantiene per tutta la
durata della prova valori nettamente
superiori al doppio della deformazione
principale minima nei rispettivi punti
esaminati.
Conclusioni
In questo lavoro il percorso sperimentale
seguito ha permesso di ottimizzare la
saldatura di testa di lamiere sottili in lega
di magnesio AZ31 con laser Nd:YAG.
È stato perciò possibile, partendo dalla
progettazione di diversi piani sperimentali e passando attraverso l’analisi morfologica e la caratterizzazione meccanica dei giunti saldati, individuare una
finestra operativa entro cui effettuare
saldature con un’elevata qualità dei
giunti.
Considerando i parametri di processo
ottimali (potenza laser pari a 800 W e
velocità di saldatura di 5 m/min), giunti
di testa realizzati con lamiere di 1 mm
presentano parametri morfologici del
cordone di saldatura ideali (completa
penetrazione e un buon valore del rapporto Ls/Li), a cui corrispondono elevate
caratteristiche meccaniche. Prove di trazione su provini con la linea di saldatura
perpendicolare alla direzione di prova
evidenziano per esempio valori della
resistenza meccanica pari a quella del
Major Strain [%]
Major Strain [%]
quella nel materiale base per tutta la
durata della prova (Fig. 15); per i provini
RMB la “major strain” relativa alla ZF è
maggiore di quella relativa al MB per
circa il primo 80% della durata della
prova; nella restante parte della prova la
“major strain” nel MB supera quella
della ZF (Fig. 16). Anche in questi
provini c’è una concentrazione locale
della deformazione, ma a differenza di
quanto accade per gli altri, la zona del
cordone è in grado di sopportare un
valore più alto di deformazione e superata una certa soglia, questa si concentra
nel materiale base. Da questo istante, si
osserva come sia sensibilmente apprezzabile la differenza tra la pendenza della
curva del materiale base rispetto a quella
del metallo coinvolto nella saldatura e
nel ciclo termico che ne deriva (zona
fusa e zona termicamente alterata).
Se invece si considerano le “minor
strain” (Figg. 17 e 18), per tutti i provini
è possibile affermare che la zona del
cordone è più rigida del resto del giunto
in quanto mostra durante tutta la prova
valori assoluti della “minor strain” più
bassi rispetto a quelli del materiale base.
Questo implica una minore contrazione
in senso perpendicolare alla direzione di
applicazione del carico del cordone e
della zona termicamente alterata. Quindi
nei provini RCS, nonostante la zona fusa
si allunghi maggiormente rispetto al
metallo base, la sua contrazione risulta
minore di quella del metallo base, evide nz i ando uno s tato deformativo
lontano da quello che scaturisce idealmente da una sollecitazione monoassiale. In una prova di trazione infatti, per
la conservazione del volume, in un
materiale isotropo dovrebbe risultare
una deformazione principale massima
c i rc a d oppia di quella principale
minima. Nei provini RMB questo rapporto rimane prossimo a 2 per tutti i
Strain stage
per ciascuno dei cinque punti del provino,
che ha avuto rottura nel cordone di
saldatura, durante la durata della prova.
Strain stage
che ha avuto rottura nel materiale base,
durante la durata della prova.
Minor Strain [%]
Minor Strain [%]
Strain stage
Strain stage
Figura 17 - Andamento della minor strain
che ha avuto rottura nel cordone di
saldatura, durante la durata della prova.
materiale base, con rotture del provino
che avvengono in zone lontane dalla
linea di saldatura.
L’analisi delle deformazioni durante le
prove di trazione ha permesso di supportare questi risultati; durante la prova,
infatti, la deformazione si concentra inizialmente nel cordone di saldatura, per
poi interessare e localizzarsi successivamente nel metallo base sino alla rottura
del provino, che avviene a valori della
d e f o r ma z io ne pri nc i pa l e m a ssi m a
(major strain) pari al 20%. Nei giunti
non ottimizzati, probabilmente a causa
della morfologia stessa del cordone di
Figura 18 - Andamento della minor strain
che ha avuto rottura nel materiale base,
durante la durata della prova.
saldatura (presenza di difetti come
depressioni, undercut, ecc.), lo stato
deformativo che si localizza all’inizio
della prova nel cordone di saldatura prosegue invece sino alla prematura rottura
del giunto, che avviene in corrispondenza della zona fusa. L’omogeneità che
nei provini saldati con parametri ottimizzati è stata riscontrata tra gli stati
deformativi nel cordone e quelli nel
materiale base, nonché i valori di deformazione a rottura raggiunti, sono di
notevole interesse per applicazioni che
vedono l’impiego di Tailor Welded
Blanks.
Ringraziamenti
Questa ricerca si è svolta nell’ambito del
progetto LACER, finanziato dal “Ministero dell’Istruzione, dell’Università e
della Ricerca”. Gli autori esprimono la
loro gratitudine alla Regione Puglia per
aver sostenuto l’attività di ricerca attraverso la costituzione della rete di laboratori TRASFORMA.
Gli autori desiderano inoltre ringraziare
R. De Bonis ed E. Putignano, tecnici del
Consorzio CALEF, per il loro contibuto.
Bibliografia
[1]
Gaied S., Roelandt J.M., Pinard F., Schmit F., Balabane M.: «Experimental and numerical assessment of Tailor-Welded
Blanks formability», Journal of Materials Processing Technology, Vol. 209, 2009, pp. 387-395.
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Coelho R.S., Kostka A., Pinto H., Riekehr S., Koçak M., Pyzalla A.R.: «Microstructure and mechanical properties of
magnesium alloy AZ31B laser beam welds», in Materials Science and Engineering A. Vol. 485 1-2, 2008, pp. 20 - 30.
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Cao X., Jahazi M., Immarigeon J.P., Wallace W.: «A review of laser welding techniques for magnesium alloys», Journal of
Materials Processing Technology, Vol. 161, pp. 188-204, 2006.
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Marya M. and Edwards G.R.: «Factors Controlling the Magnesium Weld Morphology in Deep Penetration Welding by a
CO2 Laser», Journal of Materials Engineering and Performance Vol. 10, 2001, pp. 435-443.
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Scintilla L.D., Tricarico L.: «Caratterizzazione meccanica di giunti di testa saldati con fascio laser Nd:YAG», Lamiera,
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Scintilla L.D., Tricarico L., Brandizzi M., Satriano A.A.: «Nd:YAG laser weldability and mechanical properties of AZ31
ma g n e si um a l l oy but t j oi nt s», Jou rnal of M aterials P roces s ingTechnology, Vol. 210, Is s u e 1 5 , 2 0 1 0 ,
pp. 2206-2214.
[7]
Quan Y.J., Chen Z.H., Gong X.S., Yu Z.H.: «Effects of heat input on microstructure and tensile properties of laser welded
magnesium alloy AZ31», Materials Characterization 59, 2008, pp. 1491-1497.
Marco BRANDIZZI, Direttore del Consorzio CALEF. Laureato in Ingegneria Meccanica nel 1989, è stato sperimentatore presso
RTM (1989) e ricercatore presso il CRF (1990) nel campo delle applicazioni laser. Nel 1993 è stato responsabile del Centro
Laser del CRF, conducendo anche corsi di formazione sulle tecnologie laser, e dal 1994 responsabile di progetti per lo sviluppo e
l’applicazione di tecnologie innovative nelle aree di meccanica, carrozzeria e componentistica automotive. Dal 1998 è stato
coordinatore e responsabile CRF e CALEF di numerosi progetti nazionali ed europei in vari settori industriali (automobilistico,
aeronautico e navale). Autore di oltre 20 lavori scientifici e relatore industriale di oltre 40 tesi di laurea.
Silvia RENNA, ha conseguito la laurea in Ingegneria Meccanica, Tecnologie e Processi Produttivi, presso il Politecnico di Bari
nell’Aprile 2010. Da Novembre 2010 è abilitata alla professione di ingegnere. Da Maggio 2010 ha collaborato con GSE
Industria Aeronautica S.r.l nell’ambito del Program Management. Nel Marzo 2011 ha iniziato la sua carriera professionale
presso Avio S.p.a. nel settore Repair, dove si occupa di Pianificazione e Conto Lavoro Esterno.
Annunziata Anna SATRIANO, laureata in Ingegneria Meccanica presso il Politecnico di Bari con tesi di laurea in tecnologie
speciali dal titolo “Approccio numerico sperimentale per la caratterizzazione delle lamiere saldate al fascio laser” nel 1998.
Nel 1999 stage in attività sperimentale sulle tecnologie laser e sullo sviluppo componenti iniezione presso il Centro Ricerche
Fiat. Da fine 1999 dipendente CRF Powertrain Research & Technology, dal 2008 dipendente ELASIS Manufacturing &
Processes. È coinventore europeo con 14 brevetti nel settore automotive di cui alcuni estesi anche in altri paesi. Relatrice
industriale di alcune tesi di laurea in tecnologie speciali. Attualmente svolge attività di ricerca sulle tecnologie laser presso il
Consorzio CALEF.
Donato SORGENTE, Ricercatore Universitario in Tecnologie e Sistemi di Lavorazione presso la Facoltà di Ingegneria del
Politecnico di Bari. Consegue, nel Marzo 2007, il titolo di Dottore di Ricerca in “Sistemi Avanzati di Produzione”. Lavora, fino
ad Ottobre 2007, presso i laboratori del Dipartimento di Ingegneria Meccanica e Gestionale del Politecnico di Bari, come
titolare di contratti di collaborazione. Da Ottobre 2007 a Marzo 2008 lavora presso la sede di Valenzano (BA) del Centro
Ricerche FIAT, svolgendo attività inserite nella business line “Advanced Manufacturing & Materials”. Da Marzo 2008 ad oggi
svolge attività di ricerca presso il Politecnico di Bari nell’ambito di progetti di ricerca cofinanziati da enti pubblici ed aziende
private. Le attività di ricerca si sono principalmente focalizzate sull’ottimizzazione dei processi produttivi con particolare
attenzione alle lavorazioni dei materiali metallici.
Luigi TRICARICO, Professore ordinario in Tecnologie e Sistemi di Lavorazione. In servizio presso la Facoltà di Ingegneria del
Politecnico di Bari, dove svolge attività didattica e di ricerca nell’ambito delle tecnologie meccaniche. Autore, dal 1984 ad oggi,
di oltre 100 lavori scientifici pubblicati in sede nazionale ed internazionale, in settori di ricerca vicini alla caratterizzazione
meccanica e tecnologica dei materiali e alle lavorazioni non convenzionali. Attualmente è responsabile di progetti di ricerca
sulla progettazione e ottimizzazione con tecniche numeriche sperimentali di tecnologie di formatura in campo plastico e
superplastico e di lavorazioni di taglio e saldatura con fascio laser.
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Correlazione tra processo
di saldatura e i fumi
sviluppati:
caratterizzazione,
analisi e gestione
del rischio
(°)
L. Costa *
Sommario / Summary
Nell’ambito dei fattori di rischio associati alle operazioni di
saldatura, i fumi hanno da sempre rappresentato uno degli
aspetti più controversi, sia per la complessità dei fenomeni
chimico-fisici che ne portano allo sviluppo, sia per la difficoltà di interpretazione dei dati epidemiologici ad essi riferiti.
In questo documento sono analizzati alcuni dati tecnici riferiti
a misurazione del rateo di emissione svolto con la tecnica del
Fume Box, l’unica che consente una valutazione dell’effetto
dei vari parametri coinvolti, anche se tali dati sono poco fruibili al fine della valutazione dell’esposizione del saldatore.
La trattazione è dunque affrontata con l’obiettivo di identificare i fattori correttivi che possano portare a ridurre l’esposizione alla fonte, operazione comunque necessaria nell’ambito
della strategia di riduzione del rischio.
Il quadro derivante è comunque confortante, in quanto mostra
che la riduzione dell’emissione è ottenibile attraverso operazioni che vanno anche nella direzione della qualità e della produttività, mostrando come la fabbricazione mediante saldatura
possa essere considerata un processo industriale sostenibile
dal punto di vista di produttività e salvaguardia della salute.
Fumes generated in welding processes have always been
considered a matter of controversial discussion due to both
(°) Memoria presentata alle Giornate Nazionali di Saldatura 6 Workshop:
“Qualità, sicurezza, salute e ambiente nella fabbricazione mediante
saldatura” - Genova, 26-27 Maggio 2011.
*
Istituto Italiano della Saldatura - Genova.
the complexity of phenomena involved and the difficulties in
the interpretation of the relevant epidemiological studies.
In this paper some results of experiments carried out with the
"fume box" method are reported. This technology is the only
one giving the possibility of a proper evaluation of the effects
of the involved parameters (process, materials, procedures);
nevertheless these data have to be interpreted as they do not
refer to the welder exposure, but to the fume formation at the
source.
The matter is therefore discussed with the main goal to identify criteria for the reduction of the emission at the source, as
required from the most commonly OHS procedures.
The final outcome of this scenario is in any case comforting,
as the reduction can be achieved with actions going in the
same direction of quality and productivity, in a way to demonstrate once more how welding fabrication can be considered
a sustainable industrial process.
Keywords:
Arc welding; environment; evaluation; fume; fume control;
gas welding; health and safety; occupational health; safety;
working conditions.
L. Costa - Correlazione tra processo di saldatura e i fumi sviluppati: caratterizzazione, analisi e gestione del rischio
1. Introduzione
Le operazioni di saldatura e le tecniche
annesse comportano in generale l’esposizione del personale addetto a diversi
agenti di rischio, le cui caratteristiche
sono fortemente influenzate dalla tipologia del processo, dalle modalità operative (regolazioni dei parametri e condizioni ambientali) e dai materiali su cui si
debbano realizzare le giunzioni.
Da un punto di vista tecnico, la caratterizzazione di questi agenti comporta
innanzitutto la comprensione dei fenomeni che portano allo sviluppo degli
stessi e la relativa caratterizzazione. Il
passo successivo è rivolto alla determinazione degli effetti sui lavoratori e, in
particolare, dei livelli di riferimento, o
massime dosi di rischio ammissibili,
come soglia limite a cui comparare la
condizione attuale di esposizione e, conseguentemente, identificare il livello di
rischio in modo da decidere per l’eventuale implementazione di opportune
azioni tese alla riduzione del rischio
almeno al di sotto delle eventuali soglie
di pericolosità.
Applicare questo processo logico al caso
dei fumi di saldatura risulta particolarmente complesso, a partire dalla fase di
caratterizzazione sino alla definizione
delle azioni correttive, e ciò a causa dei
vari fattori tecnologici ed ambientali che
sono coinvolti; è inoltre necessario considerare che la complessità degli argomenti e l’insieme di conoscenze tecnolog ic h e e c h imic he ne c e ssa ri e pe r
affrontare con l’opportuna competenza
questi argomenti richiede un approccio
interdisciplinare che generalmente comporta la stretta collaborazione tra individui con background culturali differenti.
Da questo punto di vista si segnala l’attività svolta, a livello internazionale,
dall’International Institute of Welding
(IIW), una associazione degli istituti
nazionali della saldatura, attiva fin dal
1948 (anno della sua fondazione) con lo
scopo di promuovere gli studi sui fenomeni scientifici associati alla saldatura
Figura 1 - Pratiche errate nella saldatura a filo continuo sotto protezione di gas.
ed alle tecniche annesse, la loro applicazione industriale ed i mezzi di comunicazione per condividere tali tecnologie a
livello internazionale (1). In particolare,
l’IIW è composto da sedici commissioni
tecniche e da oltre dieci gruppi di lavoro,
tra cui è di particolare interesse la commissione VIII “Salute, Sicurezza e
Ambiente”, della quale fanno parte i
maggiori esperti internazionali appartenenti a diverse esperienze professionali,
comprendendo medici del lavoro, epidemiologi, biologi, chimici ed ingegneri di
saldatura.
I documenti prodotti in seno alla commissione rappresentano dunque un riferimento tecnico scientifico che ha ottenuto negli anni, un altissimo livello di
riconoscimento; in particolare, moltissime riunioni e discussioni svolte hanno
avuto come tema centrale i fumi di sal-
datura, portando allo sviluppo di studi
epidemiologici e di modelli di riferimento riconosciuti a livello internazionale in quanto di comprovata valenza
tecnica (Fig. 1).
2. Correlazione tra processo di
saldatura e fumi sviluppati
Durante le attività di saldatura, le particolari condizioni termiche, generalmente connesse all’uso di sorgenti di
calore ad elevata densità di energia, provocano lo sviluppo di un significativo
quantitativo di fumi.
(1) L’Istituto Italiano della Saldatura è membro
fondatore dell’IIW, oltre ad esserne membro
attivo e storicamente coinvolto sulle tematiche
della salute, sicurezza e gestione ambientale.
INALABILE E (TOTAL DUST)
Fumi di brasatura e
saldobrasatura
Fumi di saldatura
Respirabile
0,01 μm
0,1 μm
(fine dust)
1 μm
Respirabile
10 μm
100 μm
Non respirabile
Figura 2 - Suddivisone dei particolati presenti nei fumi di saldatura in base alla dimensione.
Da un punto di vista generale, tali fumi
sono composti in parte dai gas sviluppati
o utilizzati durante la saldatura, ed in
parte da particelle metalliche più o meno
fini (particolati), una parte delle quali
può avere dimensioni inferiori ai 10 μm,
e pertanto è in grado di agire a livello
degli alveoli polmonari interagendo con
il personale esposto (frazione respirabile
[1]).
La Figura 2 riporta una schematica rappresentazione della suddivisone di tali
particolati in relazione alla tecnica di
saldatura utilizzata.
I gas che si possono individuare nei fumi
di saldatura si sviluppano in seguito a
vari meccanismi di associazione e dissoc ia z io n e e a l l a de c om posi z i one di
sostanze presenti nella zona di saldatura
(solventi, vernici, ecc.), spesso per
effetto delle elevate temperature in gioco
(anche oltre a 10.000 °C all’interno
dell’arco) e dell’azione delle radiazioni
elettromagnetiche (raggi UV) prodotte
dall’arco.
Il meccanismo sulla base del quale si
sviluppano i particolati, invece, risulta
tu tto r a p o c o c hi a ro, a nc he pe rc hé
influenzato da numerosi parametri tecnologici, tra cui il tipo di processo di saldatura e le sue varianti tecniche, i parametri di saldatura, la posizione, ecc..
Conseguentemente, volendo svolgere
una valutazione adeguatamente precisa
del rischio derivante dai fumi, è necessario spingersi con un opportuno livello di
dettaglio, nell’analisi delle emissioni
caratteristiche di ogni singolo processo,
così come verrà fatto nei paragrafi
seguenti, con riferimento ai processi di
saldatura di uso più diffuso. In particolare, i risultati mostrati sono tutti riferiti
a misurazione del rateo di emissione di
fumi valutati con il metodo del Fume
Box, ovvero captando integralmente i
fumi emessi; tali risultati hanno pertanto
valenza scientifica che è solamente indicativa dal punto di vista della valutazione dell’emissione.
3. Saldatura con processi alla
fiamma
La saldatura con processi alla fiamma è
principalmente responsabile di formazione di sostanze gassose, alcune delle
quali sono il risultato del processo di
combustione stessa (ad esempio biossido di carbonio e vapor d’acqua). Tuttavia, l’effetto di riscaldamento dell’aria
circostante alla fiamma è responsabile
della produzione di gas di azoto (in particolare, ossidi d’azoto) che possono
essere identificati come il componente
chiave (cioè di maggiore criticità) dell’esposizione.
La Figura 3 mostra, al riguardo, ratei di
emissione tipici per diverse condizioni di
uso di processi alla fiamma confrontati
Figura 3 - Ratei di emissione di ossidi di
azoto per differenti processi di saldatura.
con altre applicazioni di saldatura [2].
Campionamenti ambien t a l i h a n n o
mostrato che l’emissione aumenta in
funzione della lunghezza della fiamma e
della dimensione della torcia, così come
della distanza tra l’estremità della
fiamma ed il materiale base; inoltre, la
concentrazione di biossido d’azoto
diviene critica per lavorazioni effettuate
in spazi ristretti, senza adeguato ricambio d’aria.
Escludendo casi particolari (es. brasatura o saldatura di materiali zincati), i
fumi di saldatura non contengono invece
quantitativi significativi di sostanze particellari di origine metallica; ciò può
essere giustificato considerando le
ridotte temperature di funzionamento
della fiamma e l’assenza di meccanismi
di trasferimento del metallo d’apporto
attraverso di essa.
Per quanto si tratti di casi ormai estremamente rari, è tuttavia necessario osservare che i processi di saldatura alla
fiamma, ed in particolare quello con gas
acetilene, rappresentano ancora oggi una
delle applicazioni di saldatura più pericolose per la sicurezza, a causa del
rischio di esplosioni legate a fughe di
gas combustibile.
4. Saldatura con processi ad arco
elettrico
Come precedentemente accennato, le
caratteristiche dei fumi sviluppati nelle
differenti applicazioni di saldatura
ad arco sono fortem e n t e l e g a t e
alla procedura di
saldatura. Tuttavia
è possibile valutare alcuni aspetti
che v a l g o n o i n
generale.
La parte gassosa
dei fumi è composta sia da prodotti
delle r e a z i o n i
caratteristiche del
processo, sia dalla
reazione dei componenti dell’aria
provocate dalla
presenza dell’arco
elettrico: è pertanto presumibile
TABELLA I - Componenti dei fumi nella saldatura con elettrodo rivestito.
Materiale d’apporto
Componenti
principali tipici
Altri componenti
principali
Componenti
chiave tipici
Acciai non legato e bassolegati
Fe, Mn, Cr, Cr(VI)
Ni, Cu
F
Mn, Cr o Cr(VI)
Acciai alto legati
Cr, Cr(VI), Fe, Mn, Ni
F
Cr(VI) o Ni
Alluminio
Al, Cu, Mg, Mn, Zn
Be, Cl, F
Al, Mn o Zn
Ghise
Ni, Cu, Fe, Mn
Ba, F
Ni o Cu
Hardfacing
Co, Cr, Cr(VI), Fe, Ni, Mn
V
Co, Cr, Cr(VI) Ni o Mn
Work hardening
Fe, Mn, Cr
Lega di nichel
Co, Cr, Cr(VI),
Fe, Ni, Mn
Lega di rame
Cu, Ni
rilevare quantità di ozono ed ossidi di
azoto in quantità crescenti al diminuire
dell’emissione di sostanze particellari,
che generano un effetto di schermatura
dell’arco stesso; il caso limite è rappresentato dalla saldatura con arco sommerso ove l’arco stesso è schermato
completamente dal flusso.
Le caratteristiche della parte solida (particellare) dei fumi devono essere correlate con il materiale saldato, che ne
influenza la composizione chimica, e
con i meccanismi di interazione tra
metallo d’apporto, che ne influenzano il
rateo di emissione (i processi senza elettrodo consumabile, come TIG e plasma,
generano quantitativi di particolati
spesso trascurabili). Le particolari condizioni tecnologiche che sono tipiche di
questi processi, non consentono tuttavia
una comprensione approfondita dei
fenomeni fisici che portano alla generazione dei particolati; conseguentemente
ci si limita al semplice campionamento
ed analisi dei fumi allo scopo di identificare correlazioni empiriche tra essi ed i
parametri tecnologici rilevanti.
4.1 Saldatura con elettrodo rivestito
Tra gli aspetti specifici che caratterizzano l’emissione di fumi nella saldatura
con elettrodo rivestito, si segnala la particolare struttura che assumono le particelle solide sviluppate, che appaiono alle
analisi effettuate con microscopio elettronico a trasmissione (TEM) costituite
da una parte esterna di origine non
metallica (essenzialmente scoria liquida)
ed una parte interna metallica.
Ciò giustifica la forte correlazione che è
possibile identificare tra composizione
Mn
Fe
Cr, Cr(VI) o Ni
Cu o Ni
TABELLA II - Ratei di emissione tipici (SMAW).
Materiale
Emissioni polvere totale (mg/s)
Acciaio al carbonio
0.8 - 40
Acciai alto legati (saldatura)
2 - 16
Acciai alto legati (overlaying)
3 - 22
Lega di Nichel
Circa 7
chimica del rivestimento e sostanze
identificate nei fumi, come ad esempio
mostrato nella Figura 4, riferita alla saldatura di acciai al carbonio.
In termini più generali, la Tabella I,
e st ra t ta dalla Technical Report
ISO 13392 “Health and safety aspects
of welding - Arc welding fume components related to welding processes and
consumable
type”, riporta i
principali compone nti per la
saldatura degli
acciai.
Pe r
quanto
ri gua rda l’influenza dei parametri di saldatura sul rateo di
emissioni, è possibile considerare come queste
aumentino con il
di a m e tro dell’elettrodo e, in
m i sura molto
m i nore, con il
valore della corrente di saldatura
(va ricordato che i parametri di saldatura
sono comunque fortemente legati al diametro ed alla tipologia di rivestimento
impiegato).
In termini generali, la Tabella II riporta i
tipici campi di valori di emissione rilevati in una serie estremamente vasta di
campagne di misurazione e riferiti a differenti materiali saldati [3].
Figura 4 - Analisi delle emissioni per
tipologia di rivestimento (acciaio al
carbonio).
4.2 Saldatura a filo continuo, con e
senza protezione gassosa
In termini generali, in questi processi di
saldatura (GMAW e FCAW) si producono significative quantità di sostanze
pericolose sotto forma di fumi di saldatura. La quantità di tali sostanze è dello
stesso ordine di grandezza del processo
con elettrodi rivestiti.
Oltre alla polvere totale, considerata il
primo componente chiave, possono
e s s e r v i a ltr i c om pone nt i i n form a
gassosa o particellare in funzione del gas
di protezione impiegato e del materiale
d’apporto.
Infatti, nel caso della saldatura con protezione attiva contenente anidride carbonica (CO2) di acciai non legati o bassolegati, il monossido di carbonio diviene il
componente chiave; esso è generato per
dissociazione dell’anidride carbonica
usata come gas protettivo; in altri casi,
come quello delle leghe di alluminio e di
altri materiali altamente riflettenti, è
opportuno valutare anche la formazione
di ozono derivante dalla ionizzazione
dell’ossigeno per effetto delle radiazioni
ultraviolette emesse dall’arco; come già
accennato, tale emissione è anche inversamente proporzionale a quella dei particolati, che effettuano azione di schermatura dell’arco.
Nella saldatura di acciai al carbonio e
bassolegati, i particolati nei fumi di saldatura sono composti soprattutto da
TABELLA III - Ratei di emissione tipici nella saldatura con miscele attive (CO2).
Sostanza pericolosa
Emissioni (mg/s)
Polvere totale
2 - 12
Monossido di carbonio
2 - 12.5
ossidi di ferro (si veda anche la Tabella
III, che riporta risultati sperimentali riferiti a misure condotte durante la saldatura
di acciai non legati o bassolegati in protezione gassosa attiva); più in generale, la
composizione chimica dei consumabili
ha un effetto significativo sui possibili
componenti chiave presenti; ad esempio,
nella saldatura MIG di acciai inossidabili
si possono trovare fino al 17% di composti di cromo (principalmente in forma trivalente) e fino al 5% di ossidi di nichel,
mentre nella saldatura delle leghe di
nichel la percentuale di questo elemento
nei fumi di saldatura può avere valori
variabili tra il 30 e l’87%.
È inoltre opportuno sottolineare che nel
caso della saldatura con fili animati flux
cored (costituiti cioè da un parte esterna
metallica ed un flusso interno avente
composizione chimica simile a quella
dei rivestimenti degli elettrodi rivestiti)
è possibile trovare nei fumi di saldatura
tracce di costituenti di detto flusso,
in ragione della loro composizione
chimica; inoltre, la struttura delle particelle si mostra come un agglomerato di
particelle ultrafini costituite da un
nucleo metallico con un guscio non
metallico.
Anche per questi processi di saldatura, è
possibile fare riferimento al Technical
Report ISO 13392 che riporta i possibili
componenti chiave contenuti nei fumi
(Tab. IV).
Considerata la specificità del processo,
ed in particolar modo la grande varietà
di consumabili disponibili e l’ampiezza
dei campi di regolazione dei parametri
di saldatura, grande attenzione è stata da
sempre rivolta al meccanismo di formazione dei fumi, proprio al fine di individuare quali condizioni possano portare
alla diminuzione dell’esposizione alla
fonte attraverso una riduzione del rateo
di emissione dei fumi (FER). Tuttavia
non si è riusciti al momento ad identificare quale tra i vari fenomeni potenzialmente coinvolti (evaporazione-condensazione, pirolisi, agglomerazione, ecc.)
sia il predominante; pertanto ci si limita
ad individuare gli effetti diretti delle
variabili di saldatura attraverso misurazioni sperimentali.
TABELLA IV - Componenti dei fumi nella saldatura a filo continuo.
Processo
MIG/MAG
(GMAW)
131, 135, 141
Gas-shielded tubular
cored arc welding
(FCAW)
132, 133, 136, 137, 143
Self-shielded tubular
cored arc welding
(FCAW)
114
Materiale
d’apporto
Componenti
principali tipici
Altri componenti
principali
Acciai non legati e bassolegati
Fe, Mn, Cr, Cr(VI) Ni, Cu
Mn, Cr or Cr(VI)
Acciai alto legati
Cr, Cr(VI) or Ni
Alluminio
Al, Mg, Mn, Zn
Al, Mn or Zn
Lega di nichel
Co, Cr, Cr(VI), Mn, Ni
Lega di rame
Cu, Ni
Fe, Mn, Cr, Cr(VI), Ni, Cu
F
Mn, Cr or Cr(VI)
Acciai alto legati
F
Cr(VI) or Ni
Hardfacing
Co, Cr, Cr(VI), Fe, Ni, Mn
V
Co, Cr, Cr(VI) Ni or Mn
Lega di nichel
Co, Cr, Cr(VI), Mn, Ni
Fe
Cr, Cr(VI) or Ni
Fe, Mn, Cr, Ni, Cu, Al
Ba, F
Mn
Acciai alto legati
Cr, Cr(VI), Fe, Mn, Ni, Al
Ba, F
Cr(VI) or Ni
Hardfacing
Co, Cr, Cr(VI), Fe, Ni, Mn, Al
V
Co, Cr, Cr(VI), Ni or Mn
Fe
Componenti
chiave tipici
Cr, Cr(VI) or Ni
Cu or Ni
Fume Emission Rate
mg/m3
pe r quanto tali
va l ori
non
possa no es s ere
ritenuti validi in
a ssol uto
(in
quanto utilizzati
pe r definire la
rilevanza statistica della procedura di valutazione utilizzata e
riferiti al tempo
piuttosto che al
qua nt itativo di
metallo deposit a t o),
es s i
m ost rano tale
forte dipendenza
in modo evidente.
In t e rmini più
spe c i f ici,
la
Figura 8 mostra
gl i e ffetti della
Consumabile
Figura 5 - Effetto del gas sul FER nella
saldatura di acciaio al carbonio per due
consumabili differenti (A, B).
Fume Emission Rate [mg/s]
Con riferimento alle condizioni di saldatura più comuni, è stato ad esempio verificato che il quantitativo di fumi emesso
nella saldatura degli acciai al carbonio
sia legato alla percentuale di CO2 contenuta nel gas, con ratei generalmente crescenti con il tenore del gas (Fig. 5);
l’introduzione di nuove miscele, tuttavia, ha reso molto complessa l’attribuzione di un valore del rateo di emissione
i n f u n z io n e d e l c ont e nut o de l ga s,
come mostrato ad esempio dai risultati
sperimentali riportati nel grafico della
Figura 6 [4].
Anche il tipo di consumabile (pieno,
animato per saldatura con o senza gas)
esercita una influenza significativa; al
riguardo, è particolarmente interessante
il grafico della Figura 7, che si riferisce a
un Round-Robin Test organizzato in differenti laboratori dislocati sul territorio
dell’UE per valutare l’affidabilità delle
procedure previste dalla EN 15011-4;
Figura 6 - Effetto del gas sul FER nella saldatura di acciaio al carbonio in funzione della tipologia di gas, (filo pieno, 200A, tensione ottimizzata).
FER [mg/s]
Figura 7 - Valori di emissione misurati per differenti processi di saldatura e tipi di consumabili.
valenza scientifica in quanto influenza
l’esposizione in termini di mg/m3, che è
il parametro più spesso utilizzato per la
valutazione della pericolosità atmosferica, ma non tiene conto del rateo di
deposito del consumabile espresso generalmente in kg/min e che è nettamente
superiore per i fili animati, parametro
E [mg/s]
combinazione filo-gas per la saldatura
dell’acciaio al carbonio, ove è valutato
anche il rateo di emissione di alcuni fili
denominati “green” nel nome commerciale [4].
Volendo fornire un breve commento ai
dati riportati, è estremamente importante
sottolineare che il rateo di emissione ha
che determina la durata dell’esposizione
stessa. Inoltre, è necessario ricordare che
i fili cosiddetti “ecologici”, sono stati
ottimizzati per ridurre l’esposizione a
determinate sostanze ritenute pericolose
(ad es. composti di manganese e cromo)
piuttosto che a ottenere un minore
livello di fumosità.
Con riferimento all’effetto dei parametri
di saldatura (tensione e corrente, in particolare), diversi studi sono stati effettuati per valutarne l’effetto sul quantitativo e sulle caratteristiche dei fumi
emessi [4, 5]. L’interpretazione dei risultati di tali studi è resa difficoltosa dall’influenza che detti parametri hanno
sulla modalità di trasferimento del
metallo d’apporto; tuttavia è possibile
cons iderare valide in g e n e r a l e l e
seguenti considerazioni:
• il quantitativo di fu m i e m e sso
aumenta con l’aumentare della corrente nell’ambito della stessa modalità di trasferimento di metallo d’apporto, mentre risulta in ogni caso
superiore per il trasferimento globulare (si vedano anche i risultati di cui
alla Figura 8);
I [A]
Figura 8 - Confronto tra differenti tipologie di consumabile in uso per la saldatura a filo continuo.
FER [mg/s]
Velocità filo [m/min]
Figura 9 - Rateo emissione fumi per saldatura con programmi in pulsato.
• i l rapporto maggiormente conveniente tra fumi emessi e metallo
depositato si ha nella modalità di trasferimento a spruzzo;
• il q u a n tita tivo di fum i e m e sso
aumenta in modo anche significativo
con il valore di tensione, che pertanto
dovrebbe essere ottimizzata alle condizioni di saldatura;
• l ’effetto del trasferimento in arco
pulsato è difficilmente valutabile a
causa dei diversi programmi impostati dai fabbricanti dei generatori,
per quanto il trasferimento molto
regolare di alcuni di essi lascia presupporre una emissione controllata
(si vedano anche le Figure 9 e 10,
rispettivamente riferite a correnti
intermedie tra globulare e spray [4] e
a programmi per l’effettuazione della
prima passata [6]).
4.3 Saldatura con elettrodo infusibile
(TIG)
Nel caso di questo processo di saldatura,
è importante sottolineare che l’emissione di particolati metallici nei fumi è
particolarmente bassa, poiché il trasferim e nt o del metallo d’apporto non
avviene attraverso l’arco ma grazie al
contatto tra bacchetta (o filo, nei processi automatici) e il bagno di saldatura
liquido. Tale condizione determina
invece la formazione di quantitativi
significativi di ozono, anche in funzione
delle caratteristiche del metallo saldato
come ad esempio nel caso dell’alluminio
ed ancora di più delle leghe alluminio silicio.
L’uso di elettrodi non consumabili
toriati, infine, è uno degli aspetti che
richiede una valutazione più attenta; in
particolare, i risultati ottenuti su base
sperimentale hanno dimostrato che
l’esposizione a radiazioni ionizzanti
(raggi beta e gamma) durante l’immagazzinamento, la saldatura e la molatura
(della saldatura) è trascurabile, essendo
molto al di sotto del livello di radiazione
naturale stabilito da ICRP (Commissione
Internazionale per la Protezione Radiologica) [7]. Il potenziale rischio di irradiazione interna è soltanto legato all’eventuale polvere inalata dal saldatore
durante le operazioni di rifacimento della
punta se non vengono svolte secondo le
comuni pratiche industriali, ad esempio
la molatura in corrispondenza dei sistemi
di aspirazione dei fumi o con dispositivi
appositi - Figura 11) o, soltanto in casi
estremi (valori di corrente molto spinti)
nella saldatura delle leghe di alluminio e
magnesio (situazione comunque sconsigliabile anche da un punto di vista
tecnico a causa della conseguente inefficacia del processo di saldatura).
4.4 Saldatura con Arco sommerso
(SAW)
Per quanto possa apparire superfluo, è
comunque opportuno sottolineare che
per il processo considerato la presenza
Figura 10 - Confronto tra i fumi emessi in modalità STT (sinistra) e Short Arc (destra) - saldatura FCAW su acciaio al carbonio.
Figura 11 - Dispositivo per la raccolta delle
polveri durante il rifacimento della punta
all’elettrodo.
della coltre protettiva prodotta dal flusso
di saldatura impedisce che eventuali
fumi generati dall’arco fuoriescano
verso l’esterno.
5. Cenni agli effetti dei fumi di
saldatura
Dal punto di vista degli effetti sull’organismo, diverse segnalazioni di malattie
riferibili ai saldatori sono disponibili. In
particolare sono stati registrati, sia effetti
acuti (febbre da fumi metallici, irritazione delle via respiratorie, fibrosi ed
edema), sia a lungo termine (sierosi,
riduzione della capacità res piratoria,
bronchite cronica,
cancro) [8].
L’interpretazione di
tali dati risulta tuttavia alquanto difficoltos a, poiché i dati
epidemiologici non
sono univocamente
riferibili all’esposizione ai fumi di saldatura, ma piuttosto
all’insieme di attività
connesse alla fabbricazione di prodotti
saldati; inoltre i casi
segnalati di intossicazione acuta s ono
associati ad esposizioni significative
legate all’uso incorretto (o mancato)
degli appropriati sistemi di protezione.
6. Valutazione del rischio e
misure protettive
Un’analisi dei dati di cui al paragrafo
precedente permette pertanto di concludere che esiste una certa potenzialità di
rischio associata alla inalazione di fumi
di saldatura, che è fortemente correlata
con la procedura di saldatura in uso,
intesa come insieme delle condizioni di
effettuazione del giunto (combinazione
di processo, materiale, parametri tecnologici, e tutte le altre variabili essenziali
e non essenziali di saldatura). Ciò mette
in evidenza l’importanza di valutare
attentamente tali condizioni, prima di
tutto dal punto di vista produttivo (che
non può non essere considerato l’aspetto
dominante), e conseguentemente da
quello igienico-sanitario, individuando
quindi la competenza del personale
coinvolto nella scelta delle condizioni
operative come il primo fattore per la
riduzione dell’esposizione alla fonte.
Può essere anche molto confortante considerare che le analisi ambientali eseguite mostrano inconfutabilmente che le
pratiche di protezione dei saldatori
attualmente in uso (ed il conseguente
rispetto dei corrispondenti riferimenti
legislativi nazionali) consentono una più
che efficace riduzione delle concentrazioni dei fumi di saldatura in prossimità
dell’apparato respiratorio dei saldatori e
pertanto riducono a livelli bassissimi, se
non trascurabili, il rischio associato; a
questo si aggiunga che la tendenza di
ridurre i limiti scientifici di esposizione
(come i TLV ACGIH, spesso utilizzati
come riferimento anche in Italia) pone
tali condizioni ad un livello di assoluta
garanzia della salvaguardia degli operatori (anche se talvolta la conformità a tali
limiti non è tecnicamente realizzabile).
Oltre a quanto considerato, è possibile
valutare i seguenti spunti per una strategia di controllo dei rischi per la salute
derivanti dai fumi sviluppati durante le
attività di saldatura:
• sostituire o modificare i processi di
saldatura che emettono grossi quantitativi di fumi, se possibile;
Principali riferimenti bibliografici
[1]
[2]
[3]
[4]
[5]
[6]
[7]
[8]
UNI EN 481: «Atmosfera nell'ambiente di lavoro - Definizione delle frazioni granulometriche per la misurazione delle particelle aerodisperse», 1994.
Oxides of nitrogen in welding, cutting and oxy-acetylene heating processes: A review of emission rates, exposure levels
and control measures, E. Beck Hansen e Jan Thernøe, Atti dell’International Conference on Health and Safety in Welding,
Copenhagen 2005.
Hazardous substances in welding and allied processes, BG-Information BGI 593, VMBG.
The reduction of welding fume at the source - The research at project Econweld, J. Matusiak, (Documento tecnico IIW,
Commissione VIII-2073-08, 2008).
The effect of voltage and metal-transfer mode on particulate-fume size during the GMAW of plain-carbon steel, Zoran
Sterjovski, John Norrish, Brian J Monaghan (Documento tecnico IIW, Commissione VIII-2092r1-09, 2009).
Effects of surface tension metal transfer mode on fume formation rate during flux cored arc welding of mild steel, K. Srinivasan and V. Balasubramanian, Australasian Welding, n.56, 2011.
Welding with non-consumable thoriated tungsten electrodes, GHG McMillan (Documento tecnico IIW, Commissione
VIII-1901-00, 2000).
Occupational health in metal arc welding, P. Hewitt (Documento tecnico IIW, Commissione VIII-1817-97, 1997).
• ottimizzare parametri e procedure di
saldatura;
• utilizzare elettrodi addittivati con
ossidi diversi da quelli di torio (lantanio, cerio, zirconio) nella saldatura
TIG;
• progettare l’ambiente di lavoro per
ridurre o eliminare i rischi;
• prevedere un sistema di estrazione
locale, o direttamente sulla torcia (se
applicabile);
• prevedere una buona ventilazione
generalizzata;
• curare pulizia delle superfici e dell’ambiente di lavoro;
• usare i dispositivi di protezione individuale solo qualora non siano disponibili alternative.
R is u lta c o mu n q ue e vi de nt e c he l a
g e s tio n e d i q u e st e probl e m a t i c he
richiede un insieme di competenze rela-
tive alla tecnologia in uso (la saldatura
ed i processi correlati) e alla sicurezza
pe r e vitare di privilegiare troppo
l’aspetto della produzione rispetto a
quello della sicurezza o viceversa.
È infine da sottolinearsi un crescente
i nt e re s s e s u ques te tematiche, che
ha portato al fiorire di ricerche mirate
alla diminuzione dei fumi alla fonte
attraverso variazioni tecnologiche
dei processi di saldatura tradizionali,
allo sviluppo di specifiche categorie
di consumabili a bassa emissione di
fumi e alla nascita di nuovi processi
di saldatura concorrenziali ed a basso
rischio.
Luca COSTA, laureato in Ingegneria Meccanica nel 1998 presso l’Università
di Genova, entra all’Istituto Italiano della Saldatura nel 2000 e svolge
attività di formazione, ricerca e assistenza tecnica. Certificato
European/International Welding Engineer, è Vicepresidente dell’IIW,
Presidente della Commissione VIII “Health, Safety and Environment” e
membro del Technical Management Board dell’IIW, delegato italiano alle
assemblee dell’EWF e partecipa a numerosi altri gruppi di lavoro
internazionali attivi nel campo della normazione e della ricerca. Dal 2002 ha
ricoperto il ruolo di responsabile dell’Area Corsi Qualità, Ambiente e
Sicurezza della Divisione Formazione e Insegnamento dell’IIS; attualmente è
responsabile del settore “Formazione Teorica” presso la stessa Divisione.
Pubblicazioni IIS - Novità 2011
La placcatura nella fabbricazione di
apparecchiature in pressione
Volume degli Atti - Genova 10 Novembre 2011
Nel contesto della fabbricazione di apparecchiature in pressione, dove la
saldatura riveste già un ruolo primario quanto essenziale, la placcatura rappresenta uno dei processi più importanti per la funzionalità delle apparecchiature e la loro effettiva coerenza con le specifiche progettuali.
Come sempre accade nell’ambito della saldatura, tecnologia e metallurgia
del processo si intrecciano profondamente, caratterizzando le applicazioni
in modo univoco.
Le memorie raccolte in questo volume, analizzano lo stato dell’arte di
questo processo, cercando di coglierne gli aspetti maggiormente caratteristici: la metallurgia, le tecnologie (ad arco, allo stato solido), la qualificazione delle procedure, il controllo della qualità, le applicazioni e le testimonianze di alcuni dei principali costruttori.
Indice:
Il processo di placcatura ad elettroscoria: applicazione e principali problematiche metallurgiche.
(M. Mandina, A. Ottoboni / IIS Service, M. Magnasco / GE Oil & Gas)
Scelta dei materiali d’apporto in funzione delle specifiche tecniche e dei
processi utilizzati.
(C. Casciaro, G. Gallazzi / ITW)
La placcatura degli apparecchi a pressione: procedimenti ed applicazioni.
(F. Foroni, N. Maestri, M. Musti / Belleli Energy CPE)
Applicazione dei processi GMAW - CMT e TIG Hot Wire per weld overlay:
tecnologia ed applicazioni.
(M. Grandi, L. Gennari / Arroweld Italia)
Processo di placcatura ad esplosione: caratteristiche ed esperienze
applicative.
(S.Pauly / Nobelclad-DMC)
Qualificazione del processo di placcatura, normativa applicabile.
(A. Pandolfo / IIS Cert)
Controllo della qualità della placcatura di reattori per hydrocracking:
procedure e criteri di accettabilità applicabili.
(G. Zappavigna / GE Oil & Gas)
Settore PBM
Maura Rodella
Lungobisagno Istria, 15
16141 GENOVA
Tel. 010 8341385
Fax 010 8367780
Email: [email protected]
www.weldinglibrary.com
www.iis.it
Placcatura di recipienti in pressione; casistiche e scelta delle varie tipologie
applicative. CASE STUDY: placcature nella fabbricazione dei Coke Drum
(D. Quintiliani, L. Saturno, M. Del Prete / Walter Tosto)
2011, 132 pagine, Codice: 101504, Prezzo: € 48,00
Soci IIS - Membri IIS Club, Prezzo: € 38,40
Avanzamenti nei metodi diagnostici NDT
precoci mediante diffrattometrie da
materiali e componenti saldati
(°)
G. Berti *
F. De Marco **
Sommario / Summary
Si descrivono sinteticamente i metodi diffrattometrici a raggi
X e a neutroni per diagnostica precoce di materiali. Si confrontano le tecnologie tradizionali e quelle innovative che
puntano ad essere inserite tra i metodi NDT da eseguire sul
posto. Si evidenziano le graduali rimozioni dagli strumenti
dei vincoli strutturali tendenti a flessibilità e funzionalità
antropomorfiche.
Gli schemi realizzativi di prototipo e di concetto sono presentati e discussi.
Le prove di concetto, le applicazioni ed i casi di studio sono
riportati allo stato dell’arte. In particolare si riferisce su risultati ottenuti da dati raccolti da materiali contenenti saldature
(e.g. leghe di titanio, acciaio P22, T92, P92) e alterazioni
micro/nano-strutturali (e.g. ceramici, vetri ed altro). Da detti
risultati si evince il significato e l’utilità di osservare precocemente gli effetti indotti sul reticolo dei metalli da carichi, tensioni residue e variazioni micronano strutturali.
Ne segue che le misure reticolari e le metodiche diffrattometriche, ad esse connesse, sono le sole oggi disponibili per
ottenere appropriata precocità diagnostica. Sono discusse le
diffrazioni fotoniche (raggi X) e neutroniche con i rispettivi
limiti e vantaggi. È introdotta l’ipotesi di realizzare un dispositivo diagnosticatore mobile per utilizzare diffrattometria
neutronica.
The paper outlines X-ray and neutron diffraction methods
when used for early-stage diagnosis of materials. Innovative
and traditional technologies are shortly discussed. In particular we are interested to innovative techniques for NDT
methods usable on-site. Gradual changes of new instruments
with anthropomorphic functionalities and flexibility are here
underlined as next future opportunities of developments. Conceptual and technical schemes of the prototype are presented
and discussed. Proof of concepts, applications and case
studies are reported at the state of art.
In particular are reported results and data collection from
welded materials (e.g. titanium alloys, P22, T92, P92 steel)
and micro and nano structural alterations (e.g. ceramics,
glasses etc…). From such a results are deduced the meaning
and the utility of the early observation of effects induced on
the steel lattices by load, residual stresses and micro and nano
structural variations. Lattices measurements and diffractometric methods are, nowadays, the only available to obtain
early stage diagnostic. The photonic (X-rays) and neutron
diffractions are discussed with their limits and advantages.
The hypothesis of create a new mobile diagnostic device
intended for using neutron diffraction is introduced here.
Keywords:
Crystal structure; development; diffraction; in service operation; measuring instruments; microstructure; neutron radiation; nondestructive testing; prototypes; radiography; residual stress; scope; welded joints, X rays.
(°) Memoria presentata alle Giornate Nazionali di Saldatura 6 - Workshop:
“Diagnostica e prove non distruttive” - Genova, 26-27 Maggio 2011.
*
Università di Pisa.
** XRD-Tools s.r.l. - Pisa.
G. Berti e F. De Marco - Avanzamenti nei metodi diagnostici NDT precoci mediante diffrattometrie da materiali e componenti saldati
Introduzione
La diagnosi precoce dell’integrità strutturale di componenti industriali e dell’invecchiamento dei materiali, di cui
essi sono costituiti, è un elemento discriminante per decisioni circa interventi di
manutenzione e di fermo impianto.
Tecnologie e metodi, che permettano di
ottenere questa diagnosi in modo non
distruttivo e direttamente sull’impianto,
costituiscono un avanzamento significativo verso la trasformazione dei risultati
di ricerca ed il loro trasferimento verso
le applicazioni industriali e civili.
Detta diagnosi precoce passa attraverso
l’osservazione dell’assetto micro/nanostrutturale e tensionale dei reticoli dei
materiali; la variazione di quest’assetto
può essere evidenza di danneggiamento,
generato da usura, fatica, condizioni
ambientali e di lavoro. Le misure reticol a r i ( e . g . p a r a me t ri di re t i c ol o,
d-spacing) diventano il solo metodo utilizzabile per conoscere in anticipo l’integrità strutturale e programmare il monitoraggio dei punti critici.
Gli autori intendono descrivere brevemente il percorso storico della tecnologia che, nata agli inizi del secolo scorso,
solo negli anni settanta ha iniziato ad
uscire dai laboratori di ricerca e si è
evoluta fino alle forme oggi più avanzate ed efficaci. Da questa evoluzione
nascono i vincoli strutturali che permettono di trasportare l’efficacia del metodo
diffrattometrico, noto come “X-ray
powder diffraction”, dagli strumenti tradizionali [1], inadatti a misure non
distruttive, a strumenti del tutto innovativi, progettati per lavorare in campo (on
site) e rispettare le condizioni di test non
distruttivi(1) [2].
Per riferirsi ad un concetto concreto,
ricordiamo che il centro del diffrattometro tradizionale da laboratorio, collegato
meccanicamente al goniometro, nei
nuovi strumenti per uso “on site” è
invece, per necessità, identificato geometricamente sul punto da investigare
ed innesca il concetto di “centro vir-
tuale”. L’adattamento, che nelle geometrie da laboratorio è a carico del campione e tende ad esaltare le prestazioni
dello strumento, viene ribaltato sullo
strumento, che si adatta sia alle geometrie dei manufatti sia alle orientazioni
microstrutturali del materiale.
L’evoluzione della tecnologia attualmente in fase di studio induce ad aggiungere altri gradi di libertà al fine di
migliorare la flessibilità dell’indagine,
raggiungere punti difficili e lontani
dall’origine dell’irraggiamento. Il concetto di “centro variabile virtuale” si
aggiunge al precedente e rappresenta la
capacità di modificare il fuoco del puntamento nel corso del processo d’ispezione, ad esempio in presenza di superfici oblique o difficili da raggiungere.
Questo metodo si presta ad essere utilizzato anche per ispezioni dove l’assetto
micro strutturale richiede un’analisi a
basso angolo d’incidenza.
Quando sono richieste diagnosi più
complesse, quando non è più sufficiente
la conoscenza dell’assetto dei materiali
contenuti nella superficie del componente e serve conoscere variazioni
indotte a profondità tra le centinaia e le
decine di migliaia di microns, la diffrattometria a neutroni diventa un rilevante
complemento ai raggi X [3, 4]. Questi,
dotati di maggiore sezione d’urto, hanno
una penetrazione minore dei neutroni.
La diffrattometria a neutroni in loco è
assai complicata ma non impossibile.
Alcuni passi di fattibilità saranno introdotti verso uno strumento multifunzionale e capace di risolvere questa lacuna
ispettiva, largamente lamentata dai
manutentori d’impianti. Lo strumento
adatto alla diffrattometria neutronica è
basato su tre distinti robot industriali che
si muovono su una traiettoria controllata
da computer; elimina l’obbligo di adottare un dispositivo meccanico vincolato a
sostenere la sorgente ed il rivelatore. La
conseguenza è che diventa possibile sviluppare il concetto di “goniometro virtuale”, con applicabilità assai generali.
Quando si parla di neutroni, detto concetto deve essere associato ad un sistema
di termalizzazione delle particelle, che
sia utilizzabile anche per confinare l’intero sistema. Inoltre, poiché l’interazione neutronica interessa il nucleo, il
segnale è sensibile alla composizione
isotopica del nucleo stesso, informazione preclusa ai raggi X. Ne segue che
le informazioni ottenute dall’irraggiamento neutrone - fotone sono complementari, non solo per la diversa efficacia
alle diverse profondità di penetrazione,
ma anche per la diversa efficacia nell’identificare:
• elementi leggeri (e.g. H2 ), chiave nei
processi d’infragilimento dei materiali;
• isotopi nucleari, chiave per controllare elementi a differente nocività;
• struttura magnetica dei solidi, chiave
per controllare la reologia agli shock
termici.
Semplici esperimenti preliminari sono
stati condotti su materiali naturali sin da
una decina di anni fa, con risultati capaci
di definire forme e dimensioni dell’assetto microstrutturale capaci d’influenzare il comportamento magnetico [5].
Misure reticolari e precocità
intrinseca della diagnostica
diffrattometrica: la
diffrattometria fotonica (raggi X)
La Figura 1 mostra uno schema semplificato di geometria di diffrattometro a
raggi X del tipo Bragg-Brentano. In essa
si riconoscono i diversi elementi costitutivi: il tubo a raggi X, il fascio incidente
e diffratto, il cerchio del goniometro e di
focalizzazione, l’angolo di uscita del
fascio X, il porta-campione, di solito
piatto, posto sul centro fisso del goniometro, le fenditure di confinamento del
fascio (indicate con il simbolo “2”) e le
adiacenti fenditure di divergenza; all’intersezione del cerchio di focalizzazione
con il cerchio del goniometro si riconosce la fenditura di ricezione. Poi a destra
si riconosce il cerchio del monocromatore ed il rivelatore.
La caratteristica configurazione del diffrattometro Bragg-Brentano impone che
vi sia equidistanza tra centro della sorgente, centro del campione e centro della
fenditura di ricezione. Questo vincolo
impone che il cerchio di focalizzazione
cambi il suo raggio ed il suo centro
durante il movimento del rivelatore sul
braccio del goniometro. C’è anche da
aggiungere che la configurazione BraggBrentano ha un’apparente facilità d’uso
(1) Il concetto di prova non distruttiva, nel suo più
stretto senso, si ottiene tenendo fisso il
componente sul posto dove esso è in esercizio.
Monocromatore
Cerchio del
Monocromatore
Centro del cerchio
di focalizzazione
Rivelatore
Tubo
a raggi X
Fascio diffratto
Fascio
incidente
Cerchio del goniometro
Angolo di lancio
del fascio
Cerchio di
focalizzazione
Campione piatto nel centro fisso
del cerchio del goniometro
Figura 1 - Schema di un diffrattometro tradizionale con geometria parafocalizzante
Bragg-Brentano. Riporta gli elementi di collimazione sul fascio incidente e sul diffratto.
Riporta il cerchio del goniometro, il cerchio di focalizzazione e, all’intersezione dei due,
il cerchio di un monocromatore a cristallo curvo [6]. Disegno L. Leoni.
che tuttavia si scontra con un certo
numero di effetti strumentali e sperimentali, denominati “contributi strumentali”.
Detta facilità d’uso ne ha permesso una
larga diffusione ed approfondimenti
teorici significativi sin dagli anni sessanta [7, 8, 9, 10], ma anche una certa
complessità interpretativa [11].
(a)
Rimozione dei vincoli strutturali
delle diffrattometrie tradizionali:
la “on site XRD”
Un aspetto rivoluzionario imposto alle
metodiche diffrattometriche per la loro
utilizzabilità “on site” è la perdita di
vincoli meccanici con il provino. Per
capire il pes o di detta r i v o l u z i o n e
occorre riferirsi alle tecnologie tradizionali, utilizzate in laboratorio, in cui la
posizione del porta-campione è rigorosamente definita in sede di progettazione
e rispettata in fase di costruzione dello
strumento.
La Figura 2(a) riporta la fotografia di un
diffrattometro tradizionale nella configurazione Bragg-Brentano con piano di
diffrazione orizzontale, che riproduce lo
schema della Figura 1. Le limitazioni ed
i vincoli strutturali in esso presenti ne
impediscono l’uso per le ispezioni non
distruttive “on site”. Indipendentemente
dalla giacitura del piano di diffrazione,
detti vincoli strutturali sono [12]:
• Esistenza di un solo grado di libertà
angolare intorno all’asse del goniometro.
• Presenza di un porta-campione vincolato meccanicamente al goniometro.
• Adattamento del campione al portacampione attraverso trattamenti di
varia natura (e.g. frantumazione, polverizzazione, ecc.).
• Dimensioni del campione piccole e
prefissate.
• G eometria piana de l c a m p i o n e
(e.g. 3x2 cm).
• Distanza nulla del goniometro dal
campione.
(b)
Figura 2 - Diffrattometria a raggi X(2). (a) Diffrattometro a raggi X tradizionale. Il monocromatore presente sul fascio diffratto nella Figura 1 è qui
sostituito da una semilente posta sul fascio incidente. (b) Prototipo di diffrattometro mobile DifRob®. Si nota la presenza della sorgente a destra e
del rivelatore e l’assenza di qualsiasi dispositivo di ottica a raggi X.
(2) I due diffrattometri presentati nella Figura 2 sono in uso presso il Laboratorio di ricerca e sviluppo per la diffrattometria a raggi X dell’Università di Pisa. XRD-Tools,
nato come spin-off accademico della stessa Università, ne cura la manutenzione e l’uso per applicazioni di ricer
ca di base e di ricerca industriale. L’hardware è stato
realizzato da Officina Elettrotecnica di Tenno, il software da Centro Diffrattometria del Consorzio Pisa Ricerche e da XRD-Tools. Lo strumento della Figura 2(b) è
stato realizzato su progetto di ricerca 42/98 tra Università di Pisa e ISPESL; detto diffrattometro è stato completato nel Gennaio del 2005.
Il centro virtuale del
goniometro (DifRob® VC)
La componentistica degli impianti, la
sofisticazione degli elementi costitutivi,
la progettazione per una durata di vita
pluriennale, l’adozione di materiali
nuovi, assumono oggi una varietà geome tr ic a , c o s titu t i va c osì a m pi a da
rendere complicato eseguire una predizione di funzionamento e verificarne in
laboratorio il comportamento. Le metodiche diffrattometriche (ed in particolare
quelle a raggi X ed a neutroni) offrono
grandi potenzialità per rispondere a dette
necessità di predizione e di verifica.
La Figura 2(b) mostra, per confronto, gli
elementi costituitivi del diffrattometro
mobile DifRob®. Essi sono:
• Arco goniometrico (culla di Eulero).
• Sorgente a raggi X (tubo commerciale).
• Rilevatore (contatore proporzionale).
• Sistema di puntamento (solo uno dei
due laser è visibile).
• Telecamera.
• Assi di rotazioni ω (seconda culla di
Eulero) e χ (rotazione azimutale).
• Assi x, y e z.
La prima esperienza di prototipo, condotta all’Università di Pisa, per realizzare un diffrattometro con goniometro a
centro virtuale, risale agli anni novanta
del secolo scorso, quando Consorzio
Pisa Ricerche ed Alenia, interessate ad
un serbatoio industriale di grandi dimensioni, dovevano individuare i punti
critici per detta analisi [13].
Ancor prima, negli anni settanta del
secolo scorso, l’Ufficio Brevetti giapponese registrava i primi tentativi di esportare fuori dai laboratori la potenzialità
della diffrazione a raggi X [pa1].
Essi portarono a realizzare uno strumento che, attraverso vari aggiustamenti
successivi, può essere schematizzato
come nella Figura 3(a) [pa2]. In essa, il
rivelatore e la sorgente occupano lo
st e sso quadrante di piano: ques to
vincolo strutturale di fatto permette di
raccogliere raggi X retro-diffratti.
Impedisce di raccogliere le informazioni
necessarie a verificare l’insorgere di
modulazioni del fondo per effetto di
variazioni nella dinamica reticolare
generate da cambiamenti dei flussi
atomici e variazioni di bordi di grano.
Queste limitazioni sono rimosse nella
versione riportata nello schema della
Figura 3(b). In questo schema la configurazione diffrattometrica risulta più
vicina a quella tipica dei diffrattometri
da laboratorio e non ne richiede i limitativi vincoli funzionali [14, pa3].
Esempio di applicazione del
DifRob® VC per la qualificazione
delle saldature in ASTM A335
P92(4)
DifRob ® è ormai stato sottoposto a
numerose prove, su differenti tipi di
materiali e componenti industriali. La
Figura 4 riporta una sequenza esemplificativa di essi. Le collezioni di dati, eseguite in collaborazione con Università di
Pisa, ISPESL, Opificio Pietre Dure,
Ansaldo Caldaie di Gioia del Colle,
hanno permesso di ottenere risultati di
un certo interesse [15, 16, 17, 18, 19]. In
sintesi riferiamo che in tutti i casi la
variazione dei parametri di profilo delle
linee di diffrazione hanno portato ad
identificare deformazioni reticolari
indotte dalla presenza di saldature o da
alterazioni micro-nano strutturali in
superficie. È stato possibile anche riconoscere la natura originaria ed il processo di lavorazione di manufatti preziosi; dalle analisi diffrattometriche,
risulta plausibile che essi, tuttora conservati nel Museo degli Argenti di Palazzo
Pitti, siano stati realizzati mediante un
processo di raffinamento termico e di
purificazione. È stato possibile anche
osservare le differenze nel processo produttivo di detti oggetti preziosi con il
Diffraction Axis
(a)
Source
(b)
S
Equatorial Axis
Source
Detector
S
Detector
Figura 3 - Confronto tra due schemi di diffrattometria mobile a raggi X. (a) Configurazione risalente agli anni settanta con sorgente e rivelatore
posizionati e movimentati nello stesso quadrante del semipiano. L’asse orizzontale non è un elemento strutturale per la diffrazione.
(b) Configurazione del DifRob®. L’asse orizzontale è un vincolo strutturale, contiene la superficie dell’area da investigare ed è asse dei coni di
Debije(3). Questa particolarità rende il DifRob® più vicino alla configurazione di Bragg-Brentano, liberato tuttavia dei numerosi vincoli funzionali
di cui alla Figura 2(b).
(3) Riferito talvolta col nome in versione inglese di Debye.
(4) La prova è stata condotta in collaborazione con CND Service di Civitavecchia.
Figura 4 - Componenti e materiali su cui sono state eseguite con successo prove di concetto ed applicazioni industriali del DifRob® e della “on site
XED”. Dall’alto a sinistra verso destra una lamina di Ti6V4Al10 di dimensioni 500x300 mm con saldatura longitudinale, sezione di paletta di
turbina in acciaio P22, brocchetta rinascimentale di circa 300x200 mm. In basso da sinistra a destra: placchetta di allumina di 30x30 mm2;
“caldaietta chiomata” con fondello saldato e tubi; bicchiere in vetro “cristallo” al Pb di origine moderna e fabbricazione ad uso commerciale
per usi domestici.
processo di vetrificazione moderna [14].
La Figura 5(a) riporta l’immagine di uno
di tre talloni di acciaio ASTM A335 P92
di circa 600x600 mm 2 . Detti oggetti
sono stati ottenuti attraverso accoppiamento di due blocchi con saldatura longitudinale di testa. Le saldature sono
s ta te e s e g u i t e i nt e nz i ona l m e nt e
seguendo le regole standard di saldatura
in mo d o d iv ersa m e nt e a c c ura t o e
preciso.
I risultati ottenuti da questi metodi di
saldatura sono stati messi a confronto
(a)
analizzando opportuni allineamenti trasversali alle saldature. Per ogni allineamento sono state identificate alcune
decine di punti campione da dove raccogliere i dati di diffrazione. La Figura
5(b) illustra il modo di posizionare il
DifRob® e la Figura 5(c) riporta lo spostamento del massimo (e la relativa
distribuzione) delle linee di diffrazione
osservate durante la raccolta dei dati(5).
La sintesi che ne scaturisce è capace di
dare informazioni sulla presenza di
deformazioni e stress tensionali alternate
a deformazioni e stress di tipo compressivo che tendono a far assumere al reticolo una caratteristica forma “a soffietto” che può risultar e i n r o tt u r e
improvvise e rapide propagazioni del
difetto. Il passaggio rapido da deformazioni di tipo compressivo a tipo tensivo
può vanificare qualsiasi programmazione di monitoraggio, perché può
essere legata alla veloce precipitazione
di fasi secondarie che innescano il processo di scorrimento alimentando un
rapida variazione di flusso atomico.
(b)
(c)
Figura 5 - Prove preliminari di qualificazione delle saldature. (a) Tallone in ASTM P92 di circa 600x600 mm2 con saldatura longitudinale larga
circa 20 mm. (b) Posizionamento del DifRob® sul bordo della saldatura. (c) Spostamento del centroide della linea di diffrazione, in relazione alla
distanza dal centro della saldatura.
(5) Misure e prove condotte tra il 2009 ed il 2010 da XRD-T
ools, Università di Pisa e CND Service (rapporto interno XRD-Tools).
Tensile
Compressiva
Tensile
Nucleazione di danneggiamenti
Configurazione a soffietto
d-spacing
2.06
Variazione a scatto del d-spacing
2.04
2.02
Variazione continua
della deformazione
2
1.96
1.94
1.75
Welding border
1.98
Tensile
Zero strain
Compressivo
cm
2
2.25
2.5
2.75
3
Figura 6 - Rappresentazione di un reticolo in cui sono presenti aggregazioni di atomi in regime di deformazione tensiva e compressiva.
Indica una configurazione “a soffietto” che è legata al rapido passaggio (i.e. variazione a scatto) da deformazione compressiva (<0)
a deformazione tensiva (>0).
Evidenze micro-nano strutturali
in vicinanza delle saldature e nei
processi d’indurimento osservati
dal DifRob® VC
Segnaliamo anche la rilevabilità del
manifestarsi di fenomeni di degrado dell’assetto strutturale in vicinanza di saldature. La Figura 7 mostra il cambiamento di posizione, forma ed intensità
dei picchi di diffrazione ottenuti dalla
decomposizione di un cluster. Il metodo
di decomposizione è contenuto nel programma DISVAR96 [20].
Sebbene i dati non siano stati raccolti su
uno stesso allineamento, le differenze
significative e reperibili sulla modulazione del segnale indicano una certa sensibilità alla rilevazione di produzione di
carburi per effetto della variazione
termica indotta dalla saldatura.
I dati sono stati raccolti da un tubo di
ASTM T92 ottenuto da Ansaldo Caldaie
[17, 18]. La presenza di queste differenze è da mettere in relazione alla varia-
bilità della forma e delle dimensioni dei
grani in vicinanza delle saldature.
Nei processo d’indurimento per precipitazione (precipitation hardening) interessa dissolvere nella matrice tutta la
fase indurente. Il materiale è mantenuto
ad una temperatura maggiore della temperatura di equilibrio di solubilizzazione
per ottenere una soluzione solida omogenea. Talvolta vengono associati elementi di lega quali Mn, Nb, Ta.
Un rapido raffreddamento (tempra)
produce una soluzione sovra satura di
soluto, i cui elementi, ad un successivo
riscaldamento (invecchiamento), sono
diffusi per poi dare origine ad una precipitazione intra-granulare omogenea, in
fase di raffreddamento.
Le osservazioni ottenute mediante il
DifRob ® da una superlega di Cr 17%
e Ni 4% (17-4PH) e riportate nella
Figura 8 indicano l’attenuazione del
segnale per:
• i picchi “A” (α e β) ottenuti dalla
parte non degradata;
• i picchi “B” (α e β) ottenuti dalla
parte degradata e dalla parte graffiata.
Questa concomitanza indica la presenza
di un assetto microstrutturale orientato
ed evidenzia che l’usura della matrice
martensitica nella parte degradata
produce un segnale allargato e di minore
intensità sui picchi “B”. Sulla stessa
parte degradata, lo strato protettivo è
consumato e lascia trasparire la matrice
martensitica sui picchi “A”. Sulla parte
non degradata lo strato protettivo orientato maschera la matrice martensitica
risultando un segnale attenuato(6).
La graffiatura meccanica non è stata raffinata fino a lucidatura ed ha introdotto
ulteriori rugosità che si aggiungono al
degrado pre-esistente. Il segnale riporta
anche evidenti modulazioni del fondo in
cui è possibile riconoscere Cr, Mn, Fe3C,
γ e β allumina e gli altri elementi costi(6) Misure e prove condotte tra il 2010 ed il 2011
da XRD-Tools, Università di Pisa, ITIS-Pisa ed
Assofly (rapporto interno XRD-Tools).
800
Punto a 40 mm dal centro saldatura
1200
1000
Intensità
1000
Punto a 32.5 mm dal centro saldatura
Intensità
1200
800
600
600
400
400
200
200
0
0
-200
34
34.5
35
35.5
20
36
-200
34.00
34.50
35.00
35.50
20 36.00
Figura 7 - Distribuzione dell’intensità delle linee di diffrazione osservate a distanze diverse dal centro della saldatura. La variazione della forma e
delle posizioni del massimo dei due cluster suggerisce la presenza di spostamenti del centroide degli elementi costituenti. Detto spostamento può
essere indotto da variazioni nella microstruttura della matrice per effetto di precipitazione di carburi.
100
90
I norm
α
PICCO
A
β picco A
80
α
PICCO
B
β picco B
Degradato
Non degradato
70
60
50
Intenzionalmente graffiato
40
30
20
10
0
θ unità macchina
27
29
31
33
35
37
39
Figura 8 - Segnali di diffrazione ottenuti da una superlega di tipo 17-4PH sottoposta ad indurimento per precipitazione. I dati sono stati ottenuti
da tre diverse parti del componente: parte degradata, parte non degradata, parte graffiata meccanicamente senza arrivare alla lucidatura.
tuenti sia la matrice martensitica sia il processo d’indurimento per precipitazione.
Il centro virtuale del
goniometro con focale variabile
(DifRob® VVC)
La Figura 9 mostra l’avanzamento introdotto dalla progettazione di un diffrattometro con centro focale variabile.
Rispetto ai diffrattometri tradizionali ed
ai portatili di prima generazione, ha
molti più gradi di libertà nelle movimentazioni, il centro del goniometro non
solo è svincolato dal goniometro ma
risulta adattabile a molti componenti
industriali e manufatti dove è difficile
accedere e dove gli ingombri costituiscono un limite di accessibilità.
La configurazione variabile dell’assetto
focale consiste nell’introdurre due gradi
di libertà addizionali sulla sorgente e sul
rivelatore. Il centro diventa variabile
sulla verticale e controllato dal computer
e permane un limitato margine di mobilità orizzontale, la cui ampiezza dipende
dalla distanza dello strumento dall’area
da investigare.
Il nuovo sistema introduce due nuovi
gradi di libertà rotazionali, offrendo flessibilità sia alla sorgente, sia al rivelatore.
Inoltre, l’adozione di dispositivi di colli-
(b)
(a)
50 mm
5 mm
Figura 9 - Riporta gli schemi del DifRob® di prima e seconda generazione. (a) Schema di DifRob® VC a focale fissa (stato attuale dell’arte)(7).
Rispetto ai diffrattometri tradizionali ha molti più gradi di libertà nelle movimentazioni ed il centro del goniometro non è vincolato ad esso meccanicamente (diffrattometro a centro virtuale), risultando adattabile a molti componenti industriali e manufatti. Il limite principale è che deve avvicinarsi ad essi fino 5 mm di distanza per poter raccogliere dati. Si noti la semplicità dello schema paragonandolo a quello della Figura 1 [pa3].
(b) Schema di DifRob® VVC a focale variabile. La variabilità di orientazione, controllata da computer, e la presenza di dispositivi ottici,
(e.g. lenti o specchi per raggi X), permette di mantenere invariate le condizioni di riflessione indipendentemente dalla posizione di focalizzazione
(i.e. centro virtuale variabile) [pa4]. Questa tecnologia è stata insignita del premio Vespucci 2008 come migliore invenzione della Toscana.
mazione e parallelismo del fascio (e.g.
lenti, specchi) permettono di mantenere
lo strumento ad alcuni decimetri di
d is ta n z a d a ll’ a re a da i nve st i ga re ;
la rimozione del vincolo di “contattovicinanza” apre il metodo XRD ad
essere inserito tra quelli più avanzati
di “remote sensing”.
Con questo sistema non solo è possibile
controllare in remoto la raccolta dei dati
e in piena sicurezza degli operatori, ma è
anche possibile raccogliere dati da una
distanza significativa dall’oggetto da
investigare. La distanza dipende dall’assorbimento del mezzo di trasmissione
della radiazione una volta che emerge
dal sistema d’irraggiamento. A titolo
esemplificativo lo schema del diffrattometro a centro focale virtuale e variabile
(DifRob® VVC) è riportato nella Figura
9(b).
Rimozione di limitazioni
strutturali verso la flessibilità di
tipo antropomorfico
Spesso nella pratica industriale si incontrano ostacoli materiali che sono superabili talvolta dalle innumerevoli e precise
azioni che solo il processo evolutivo ha
potuto realizzare attraverso una ben articolata rete di neuroni.
L’adozione di metodiche di robotica
antropomorfica sostenuta da un sistema
di gestione con funzioni di reti neurali è
un’idea progettuale presente in molte
stesure progettuali. L’implementazione
di quest’idea costituisce un notevole
salto di qualità nell’aumentare la flessibilità, ed adattabilità alle diverse condizioni funzionali ed ambientali trovate
negli impianti e sui cantieri, nonché nel
dotare il s is tema di un s i st e m a d i
ricognizione capace di determinare
Puntatori
Goniometro virtuale
Rivelatore
Sorgente
Punto da investigare
Figura 10 - Un robot antropomorfico idealizza lo schema di funzionamento della tecnologia
DifRob®. Si riconoscono gli elementi di puntamento (i.e. laser e telecamera) nella parte
superiore, il goniometro nell’articolazione superiore ed il supporto alla movimentazione
nell’articolazione degli elementi inferiori.
(7) Una versione con dimensioni ridotte rispetto a quelle presentate nella Figura 2(b) è in fase di realizzazione nel quadro del progetto TemArt [P.1].
rapide reazioni in funzione delle necessità correnti.
Anche la dimensione degli ingombri
generati dalle parti meccaniche e dall’accoppiamento dei diversi dispositivi
di ottica diffrattometrica potrebbe essere
superato. La Figura 10 riporta uno
schema in stile “vignettistico” di una
ipotesi su cui è possibile lavorare e che
potrebbe portare alla realizzazione di un
dispositivo denominato “Diagnostcatore
a Goniometro Virtuale” [pa5].
Con questo obiettivo finale, ma con percorso da condurre per passi elementari,
orientati alla diagnosi, e non alla funzionalità antropomorfica, la realizzazione
di questo dispositivo è tuttora sottoposta
alla valutazione di un programma di
ricerca d’interesse nazionale [P.2]).
In questo progetto lo studio del diagnosticatore serve all’integrazione di alcuni
metodi d’indagine NDT, frequentemente
adottati (e.g. XRF, XRD, XRR, radiologia e analisi visuale con estensione allo
spettro dell’infrarosso e ultravioletto
vicini). La finalizzazione di dette metodiche diagnostiche alla qualificazione
del materiale “on site” si associa alle
conoscenze dei materiali lungamente
studiate e caratterizzate con le metodiche tradizionali in laboratorio.
La diffrattometria neutronica
in relazione alla corrispondente
diffrattometria fotonica (raggi X)
L’assetto strutturale di un diffrattometro
a neutroni non è diverso rispetto a quello
a raggi X (i.e. goniometro, sorgente, rivelatore, collimatori). Anche la configurazione Bragg-Brentano è implementabile,
sia pure con alcuni dispositivi opportunamente progettati. Cambia il volume
nominale dell’area investigata perché la
capacità di penetrazione dei neutroni è
molto superiore a quella dei raggi X;
anche per questo la realizzabilità di un
diffrattometro a neutroni, operante “on
site”, richiede più cautela rispetto ai
raggi X. Per maggiori dettagli si veda ad
esempio lo schema dei diffrattometri a
neutroni correntemente usati nei laboratori in cui sono presenti grosse macchine
acceleratrici capaci di fornire neutroni ad
alto flusso [CEN ISO/TS - 21432].
P u ò e s s e r e ut i l e ri c orda re c he i l
n e u tr o n e è una pa rt i c e l a di m a ssa
m = 1.675x1027 kg, spin 1/2 e momento
magnetico μ = 1.913 nm. Il momento p,
la velocità v, il vettore d’onda k e la
lunghezza d’onda del neutrone sono
c ollegati tra loro dalla relazione
di de Broglie: p = hk (h = 6.626x10 -27
è la costante di Plank) e dalla relazione
k = 2π/λ. Così la lunghezza d’onda del
neutrone può essere espressa in termini
di energetici, ovvero λ=0,286 Ε −1/2 .
Dunque, per gli scopi della diffrazione,
che rispetti l’equivalenza dimensionale
tra lunghezza d’onda della radiazione e
distanza dei piani in un reticolo (legge di
Bragg), è possibile identificare le caratteristiche energetiche di una banda spettrale di neutroni; questa banda deve
avere lunghezze d’onda dello stesso
ordine di grandezza della spaziatura reticolare della maggior parte dei materiali
d’interesse industriale e che siano stabili
a temperatura ambiente. Questa categoria di neutroni, denominati neutroni
termici, a 300 K, ha un’energia intorno a
25 MeV ed una lunghezza d’onda di
circa 1.8 Å.
I termini assorbimento, attenuazione e
sezione d’urto hanno significato differente ma sono correlati. Tutti e tre
descrivono i meccanismi d’interazione
tra radiazione e materia. Nel caso dei
raggi X il coefficiente di attenuazione
lineare (μ) dipende dall’energia del
fascio incidente e dalle caratteristiche
del materiale attraversato; indica l’energia assorbita e quella diffusa durante
l’interazione:
μ = μa + μd
(1)
Dove i pedici a e d distinguono tra il
coefficiente di assorbimento (μ a) ed il
coefficiente di diffusione (μ d) rispettivamente. Il primo indica la probabilità che
l’energia incidente sia assorbita e trasformata in energia cinetica degli elettroni secondari prodotti nell’interazione.
Il secondo indica la probabilità che
l’energia incidente del fotone sia trasformata in energia diffusa dei fotoni secondari. Durante l’interazione i fotoni interagiscono con la nuvola elettronica e
producono diffusione Compton, diffusione Rayleigh, effetto fotoelettrico; nell’interazione col nucleo producono reazioni fotonucleari e produzione di
coppie.
Per un fascio collimato di neutroni, è
possibile definire un coefficiente di attenuazione lineare composto dai due
termini come sopra nella (1), ma l’interazione tra fascio neutronico e materia
differisce significativamente dall’interazione del fascio fotonico. Queste differenze rendono le due radiazioni mutuamente complementari per la diagnostica
dei materiali. La motivazione si evince
considerando la probabilità di collisione
di una particella (fotone o neutrone) su
un bersaglio presente sulla sua traiettoria. Questa probabilità si esprime come
rapporto tra flusso di particelle deviate
e/o assorbite (N S ) rispetto al flusso di
particelle incidenti (NI) per il numero di
atomi N A presenti nell’area, o angolo
solido A (= densità). Detta quantità è
denominata sezione d’urto (σ) ed è
espressa in cm2:
(2)
dove NS / NA è il coefficiente di attenuazione (μ). Poichè i raggi X interagiscono
con la nube elettronica che circonda i
nuclei atomici, ed i neutroni invece interagiscono direttamente con i nuclei
atomici, la sezione d’urto dei neutroni è
in genere minore di quella dei raggi X
per gli elementi metallici come Ti, Fe,
Ni a parità di flussi incidenti, anche se
variazioni nella composizione isotopica
del nucleo influenzano la dimensione
della sezione [21].
Se denotiamo con Φ n il numero di neutroni o fotoni per cm 2 e per secondo, la
perdita relativa d’intensità, dopo aver
attraversato uno spessore t può essere
scritta secondo la legge esponenziale:
ϕn(t) = ϕn(0) e–μ·t
(3)
Ne segue che lo spessore t nell’attraversamento dei diversi piani reticolari deve
tenere conto dell’angolo d’incidenza (θ),
del coefficiente di attenuazione (μ) oltre
che del coefficiente di assorbimento di
massa (ρ) che una costante del materiale
indipendentemente dal suo stato fisico:
t ~ sen θ / μ*ρ
(4)
Fattibilità del diagnosticatore
a goniometro virtuale
(DiaRob VG) e prove preliminari
Nella stessa direzione di aumento della
flessibilità strumentale, in vista di analisi
complesse che richiedono metodi complementari, la Figura 11 rappresenta un
sistema robotico che va sotto il nome di
apparato per diagnosi robotica a goniometro virtuale (DiaRob VG) [pa5].
L’apparato in forma generale è costituito
da tre robot indipendenti, opportunamente pilotati su una traiettoria controllata che, in caso di applicazione diffrattometrica, garantisca la legge di Bragg,
sia nella sua formulazione tradizionale
sia in quella generalizzata, contente
l’espressione dell’incertezza. [22]. Detti
robot possono essere equipaggiati con
una qualsiasi sorgente: XRD, ND, XRF,
di altra natura elettromagnetica, acustica, etc.
Nel caso dell’applicazione per la diffrazione a neutroni, il sistema deve essere
opportunamente dotato di un moderatore
per la termalizzazione dei neutroni che
sono emessi da una sorgente a spallazione Deuterio-Deuterio, [pa5]. Queste
sorgenti emettono un flusso abbastanza
elevato di neutroni, sono di dimensioni e
peso adeguato per essere trasportate su
mezzi attrezzati e adatte al trasporto
normale su gomma, ferro e acqua per il
fatto che funzionano con la corrente di
r e te . Q u e s to o ffre va nt a ggi a nc he
rispetto alle sorgenti radioattive naturali
perché il tempo di emissione può essere
controllato.
Le dimensioni e le peculiarità d’uso
suggeriscono le seguenti scelte tecnologiche [P.3]:
1. Eliminazione di ingombranti supporti
meccanici per il controllo della movimentazione angolare.
2. Adozione di un sistema ibrido di puntamento e di rilevamento delle orientazioni delle superfici da investigare,
basato su illuminazione convergente
di due laser, un rilevamento mediante
videocamera ed altri sistemi di rilevazione delle direzioni di orientazione
della superficie.
3. Realizzazione di un sistema di filtraggio elettronico della radiazione abbinato ad un moderatore d’energia
guidato da un sistema di policapillari
a spessore e curvatura controllata per
le necessità di termalizzazione energetica e d’incremento del flusso neutronico sull’area da investigare.
4. Un sistema di rivelatori a gas di 3He
in forma di matrice opportunamente
curvata e corredato da contatori in
coincidenza.
Goniometro virtuale
Piano assiale
Asse del
diffrattometro
Sorgente
ricevitore
Asse di
esplorazione
Figura 11 - Schema di funzionamento di un diffrattometro a goniometro virtuale estratto dal
brevetto [20].
L’aspetto di radioprotezione deve tenere
conto del confinamento del fascio e di
un addizionale sistema di confinamento
dell’area di misura. Il progetto, apparentemente ambizioso è tutt’altro che fuori
dalla fattibilità; risultati preliminari ottenuti prima attraverso una simulazione
Montecarlo e poi in esperimento veramente propedeutico presso il reattore
dell’Enea di Roma (Tapiro)(8) indicano
che le ipotesi e le limitazioni indicate in
precedenza portano a numeri realistici di
fattibilità con flusso di 2.5x10 4 neutroni x cm -2 x s -1 in uscita del canale di
estrazione che, a 50 cm di distanza,
diventano 588.344 neutroni x cm-2 su un
tempo di conteggio di 30 s ed un fondo
da 3.600 neutroni x cm -2 in 30 s. Un
flusso di questo tipo è sufficiente per la
diffrazione da reticoli e conseguente
rilevazione del fascio diffratto con tempi
di misura ragionevoli [P.3].
La realizzazione di un diffrattometro per
“on site ND” da affiancare ad un diffrattometro per “on site XRD” può cambiare l’approccio al sistema ispettivo dei
componenti ipercritici per i motivi
seguenti:
a. Tensioni residue si manifestano più
facilmente all’interfaccia tra materiali
e materie diverse (e.g. superfici).
Queste aprono canali di penetrazione
per atomi di elementi estranei al
materiale che nel seguito diventano
responsabili delle alterazioni reticolari.
b. Scorrimenti relativi intergranulari
interni e profondi possono essere
indotti da modificazioni chimiche,
fisiche, termiche ambientali. In presenza di solidi magnetici, l’assetto
delle strutture magnetiche e cristalline giocano un ruolo attivo nella reologia del materiale in fase di trattamento termico (e.g. saldature); capita
talvolta che l’anisotropia magnetocristallina nei materiali a ricco contenuto in nichel si generino condizioni
che rendono difficile il trattamento.
In questi casi lo studio comparato
delle diffrattometrie fotoniche (RX e
neutroniche può dare le indicazioni
utili a comprendere proprietà magnetiche e superparamagnetiche.
Conclusioni
Quando è necessario controllare materiali e componenti o manufatti di varia
natura per scopi di sicurezza dell’impianto, oppure per scopi di restauro,
ricorrere all’analisi nano strutturale “on
site” permette di identificare segnali
precoci di alterazione rispetto a condizioni che dovremmo definire “normali”.
In molti casi le diffrazioni di fotoni, e di
particelle cariche o neutre sono le sole
(8) Esperimento condotto nel 2004 da XRD-Tools
ed Università di Pisa (rapporto interno
XRD-Tools).
capaci di dare informazioni sulla qualità
delle aggregazioni degli elementi costituitivi dei materiali. Il concetto di qualità
dell’aggregazione degli elementi costitutivi è basilare per definire le proprietà
che poi si manifestano ad una scala più
larga e rendono il materiale utilizzabile
per i numerosi scopi civili ed industriali.
Dunque la scala che diventa discriminante per definire il livello di aggregazione/disaggregazione è il nanometro,
ovvero la scala dei reticoli atomici, in
assenza dei quali, indipendentemente dal
raggio di ordinamento, il sistema è
disaggregato.
Ne segue che la precocità delle informaz io n i p e r q u al i fi c a re un m a t e ri a l e
“aggregato” in forma di reticolo deve
e s s e r e c o e r e nt e c on l a sc a l a de t t a .
Dunque le diffrattometrie che possono
dare informazioni precoci sulle modificazioni dei reticoli per effetto di variazioni ambientali, affaticamento, usura
etc. sono raggi X, neutroni ed elettroni.
Delle tre, le prime due sono le sole che
possono rispettare i requisiti più stretti di
metodiche non distruttive. La loro complementarità in relazione alla profondità
di penetrazione nei materiali ed in relazione alla qualità delle informazioni le
rende particolarmente attraenti per
essere studiate ed implementate, possibilmente in dispositivi a larga usabilità.
Da anni la comunità scientifica lavora
per introdurre dette diffrazioni tra i
metodi standard NDT. Alcuni degli
obbiettivi enunciati, [23], sono stati raggiunti e trattati nelle norme europee
[EN 13925 parti 1, 2, 3, EN 1330-11,
EN 15305, CEN ISO/TS 21432]. Ancora
restano da redigere norme per la identificazione dei valori di riferimento di
alcune proprietà dei materiali e norme
per i metodi di test di alcuni tipi di
analisi (e.g. qualificazione e composizione delle fasi presenti, nei materiali,
calibrazione e requisiti minimi di prestazione, ecc.).
Nell’esporre le prove di concetto ed i
risultati ottenuti, non possiamo sottrarci
da attrarre l’attenzione su:
1. Eventi drammatici reclamati in alcuni
settori: industrie, ferrovie, aeronautica, crolli di edifici, tubazioni e perforazioni, ricognizione d’impianti
supercritici e nucleari ad elevato
rischio.
2. Meno appariscenti eventi di quelli
citati, ma subdolamente devastanti di
Figura 12 - Esposizione di una saldatura posta a 14 m di altezza in un impianto industriale per
dimostrazione delle funzionalità del DifRob ®.
economie di piccole, medie imprese e
famiglie come imitazioni, frodi e falsificazioni di beni; possiamo citare
anche la manutenzione dei monumenti, la conservazione e restauro di
opere d’arte, ed anche l’attività quotidiana di piccoli beni preziosi e gioielli della sfera familiare.
Il denominatore comune che unisce i
due casi precedenti è costituito dall’insieme di parole chiave che possono
essere attribuite al presente lavoro:
analisi nano-strutturali, misure reticolari, identificazione della composizione
dei materiali.
Sondaggi di mercato indicano la tempestività d’introdurre adesso i metodi e la
tecnologia per “on site diffraction” per
coprire l’effettiva lacuna della strumentazione attuale. Ci preme qui sottolineare che il primo passo per puntare ad
un obiettivo capace d’innescare un
significativo circuito economico è l’istituzione di un gruppo di lavoro che punti
ad aggregare competenze per essere
competitivo in un contesto internazionale piuttosto che affaticarsi in salvaguardia d’interessi di piccola portata.
La realizzazione di strumenti richiede un
significativo sforzo per la gestione, l’archiviazione, e le comunicazioni in rete
delle informazioni necessarie alla
gestione da distanza. Ad esempio l’uso
multifunzionale è raggiunto mediante:
- Integrazione di alcuni metodi (XRF,
XRD, XRR, radiologia e analisi
visuale con estensione allo spettro
dell’infrarosso e ultravioletto vicini).
- L’adozione di dispositivi per la selezione monocromatica e non monocromatica dell’irraggiamento.
La prima è utile per investigare la
struttura fine del segnale rilevato in
risposta all’irraggiamento, la seconda
è utile a rilevare sia raccolte veloci di
dati e d’informazioni da stati a differente profondità del materiale irraggiato.
Misure e prove delle funzionalità della
strumentazione sono necessari nei
settori della sicurezza, d’impianti
industriali, sanificazione di ambienti,
cons ervazione dei ben i c u l t u r a l i e
restauro di monumenti e oggetti preziosi
(pitture, sculture, manifatture lignee e di
bronzo, ecc.).
Indipendentemente dal metodo usato,
uno dei punti cruciali è il campionamento, cioè l’insieme di procedure per
asportare piccole o grandi quantità di
questi elementi, il loro trasporto al laboratorio d’analisi. In questo caso, il campione viene sottoposto ad una sequenza
di trattamenti prima d i o t t e n e r e i l
provino da sottoporre all’analisi effettiva. Tale trattamento introduce inevitabilmente variazioni nelle proprietà del
materiale rispetto a quelle presenti in
loco, cos ì da vanificar e ( o a l m e n o
distrarre) il significato vero del controllo. Controlli in loco sono nei fatti
utili per qualificare (o riqualificare) i
manufatti ed i materiali costitutivi per
l’uso a cui sono destinati. Questi usi di
destinazione in generale non possono
essere separati dal sito dove essi sono
collocati per l’esercizio delle loro funzioni.
I trattamenti “distruttivi” sui materiali,
di cui sopra, sono spesso consigliabili
per esaltare le qualità del metodo e
tendono a preparare il campione per
accoppiarlo alla tecnologia, sfruttandone
le potenzialità al meglio.
Sotto dette circostanze, il trattamento dei
materiali serve più a migliorare la
qualità del metodo, piuttosto che a comprendere la reale qualità del materiale
controllato.
L’introduzione del concetto di virtualità
del centro del goniometro rimuove l’obbligo di prelevare campioni o replicare
superfici sospette, con rispettivi vantaggi e svantaggi. In questo contesto ci
preme sottolineare i successi che la strumentazione realizzata ha ottenuto nelle
varie dimostrazioni eseguite.
La Figura 12 riporta un esempio di
queste dimostrazioni (9) ottenute esponendo una saldatura presente in un condotto verticale di un impianto industriale
di grande dimensioni. La qualificazione
delle saldature ottenibile direttamente in
campo introduce un significativo salto di
qualità nella gestione e nella manutenzione degli impianti con significativo
ritorno sociale.
Ringraziamenti
Il presente lavoro è finanziato da Università di Pisa, da XRD-Tools s.r.l. e da
Regione Toscana POR CReO/FESR
2007 -2013, Asse 1 Attività 1.1. Linee
d’intervento d.
Gli autori desiderano esprimere stima e
ringraziamenti verso Ing. Donato Pinciroli - Ansaldo Caldaie, Dott. Roberto
Crudeli - CND Service, P.I. Maurizio
Nerini per notizie sui materiali menzionati nel lavoro e Dott.ssa Maria Eva Del
Seppia per l’assistenza al trattamento di
alcuni dati raccolti da essi. Il ringraziamento è esteso a Prof. Giorgio Curzio,
Dott. Valerio Giusti e Sig. Aldo Del
Gratta - Università di Pisa per alcuni
aspetti riguardanti i neutroni.
Infine ci è gradito citare Prof. Raffaello
Carrara, Ing. Leonardo Leonardini, Ing.
Silvano Aldrighetti, P.I. Elio Tolle, Ing.
Antonio Iannello per aver intuito precocemente l’importanza degli avanzamenti
presenti nella sequenza temporale e
logica che è alla base della diagnostica
precoce “on site” mediante le diffrattometrie citate nel lavoro.
(9) Rapporti interni XRD-Tools s.r.l..
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➠ segue
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Giovanni Berti (Università di Pisa) PRIN 2009 - 31/05/2010.
[P.3] NDVG - “Neutron Diffractometer with Virtual Goniometer; coordinatore Giovanni Berti (Università di Pisa). NEST-20033 INSIGHT, 13/09/2004.
Giovanni BERTI - Laurea in Fisica presso Università di Pisa. Ricercatore dell’Università di Pisa. Docente di metodiche
diffrattometriche per la diagnosi delle superfici nella Facoltà di Scienze MFN e di diagnostica di Biomateriali nella Facoltà di
Medicina e Chirurgia. Responsabile del Laboratorio di Ricerca e Sviluppo in Diffrattometria a raggi X dell’Università di Pisa.
Responsabile del Centro Diffrattometria del Consorzio Pisa Ricerche e di XRD-Tools, spin-off accademico dell’Università di
Pisa. Responsabile del gruppo CEN/TC138/WG10. Vincitore del premio Amerigo Vespucci 2008 - sezione invenzioni. Autore di
numerosi lavori pubblicati su riviste internazionali. Inventore di tre brevetti chiave e numerosi derivati internazionali.
Coordinatore di progetti nazionali ed internazionali.
Francesco DE MARCO, dal 1998 è contrattista presso il Dipartimento di Scienze della Terra dell’Università di Pisa e svolge
attività di segreteria amministrativa per corsi di formazione e convenzioni tra il Dipartimento ed Enti Pubblici Nazionali.
Fornisce inoltre consulenza allo sviluppo di progetti nazionali ed europei ed assistenza tecnica su strumentazione
diffrattometrica a raggi X da laboratorio e da campo. Socio XRD-Tools s.r.l dal 2004, si occupa di misure, prove di funzionalità
e prove di concetto su strumentazione di tipo diffrattometro a raggi x da laboratorio e “on-site”; coordina le attività di
produzione, commercializzazione e manutenzione dei diffrattometri a raggi x; gestisce la segreteria organizzativa ed è
responsabile della sicurezza. Si occupa inoltre della segreteria tecnica del gruppo di lavoro CEN/TC138 WG10
“X-Ray Diffraction”.
Metodi numerici per il calcolo
dell’affidabilità strutturale di
saldature sollecitate a fatica
(°)
P. Livieri *
R. Tovo *
Sommario / Summary
Nel presente articolo, con l’ausilio del metodo del gradiente
implicito, è stato analizzato il comportamento a fatica di differenti tipologie di giunzioni saldate ad arco. I dettagli strutturali, in acciaio, sono stati modellati come solidi tridimensionali senza apportare alcuna esemplificazione di tipo
geometrico, calcolando direttamente la vita a fatica per via
numerica. Il vantaggio offerto da tale approccio è quello di
poter mantenere invariata la procedura di calcolo indipendentemente dalla tipologia del giunto in esame. Inoltre, adottando il metodo del gradiente non si è costretti ad imporre
particolari regole per la creazione della mesh di calcolo agli
elementi finiti.
In the present work, by means of the implicit gradient
approach, the fatigue behaviour of different types of arc
welded joints has been analyzed. The structural details made
of steel, had been considered as three-dimensional solids and
modeled without making any geometric simplification. Moreover, it is considered the same numerical procedure independently from welded details and without imposing restrictive rules in the FE mesh creation.
Keywords:
Arc welding; computation; design; fatigue loading; fatigue
strength; finite element analysis; mathematical models; reliability; simulating; stress analysis; structural analysis; structural steels; welded joints.
(°) Memoria presentata alle Giornate Nazionali di Saldatura 6 - Workshop:
“Affidabilità delle strutture e degli impianti” - Genova, 26-27 Maggio 2011.
*
Dip. di Ingegneria - Università di Ferrara.
P. Livieri e R.Tovo - Metodi numerici per il calcolo dell’affidabilità strutturale di saldature sollecitate a fatica
Introduzione
Le curve di Woehler dei dettagli strutturali, messe a disposizione dall’Eurocodice [1] o dalle normative tecniche internazionali [2-3], non sono capaci di
coprire le innumerevoli casistiche che si
possono trovare nella pratica professionale. Proprio per sopperire alla impossibilità di testare sperimentalmente tutte le
possibili giunzioni saldate di interesse
industriale, da alcuni anni in letteratura si
stanno sviluppando dei metodi definiti di
tipo locale [4-5] che cercano di prevedere
la resistenza a fatica delle giunzioni
saldate a partire da dati progettuali di
carattere generale. Alcuni di questi
metodi, pur trovando applicazioni di tipo
pratico, lasciano il dubbio di una loro
validità di tipo generale necessitando,
di fatto, di una continua taratura che mantenga sotto controllo le variabili geometriche in gioco nel momento in cui si esca
dal contesto di definizione del criterio.
Altri metodi locali, invece [6-12], sono
legittimati da giustificazioni di carattere
scientifico e, nei limiti di necessarie
ipotesi esemplificative, trovano applicazioni di diverso tipo che, a rigore, non
precludono lo studio di geometrie complesse.
Se oltre alla variabilità geometrica si
considera la possibilità di una variazione
dei carichi esterni - fatica multiassiale risulta indispensabile per il progettista
l’ausilio di una procedura di calcolo di
tipo generale per non incorrere nell’adozione di ampi margini di sicurezza per
garantire l’integrità strutturale dei componenti saldati.
Il problema dell’analisi tensionale in
prossimità del piede del cordone di saldatura, come ben noto [6, 13], consiste
nel fatto che il valore del picco di tensione tende ad infinito superando ogni
limite di resistenza prefissato per il
materiale. Per sopperire a tale problema,
il metodo del gradiente implicito proposto dagli autori in [9] calcola, in tutti i
punti del cordone di saldatura, una ten-
sione efficace σ eff di valore finito pur
schematizzando i cordoni come elementi
prismatici a spigolo vivo realizzati in
materiale a comportamento lineare elastico (la tensione efficace, nei problemi
di fatica monoassiale, è valutata come
media integrale, su tutto il volume, della
tensione principale massima). Il vantaggio offerto dal metodo del gradiente
implicito sta nel fatto di poter utilizzare,
per la valutazione dell’affidabilità strutturale, direttamente un valore finito della
tensione efficace, valutata in modo automatico lungo tutto il cordone di saldatura, senza dover effettuare ulteriori elaborazioni di tipo numerico per eliminare
la singolarità tensionale. In questo modo
si riescono ad affrontare problemi complessi di previsione della vita a fatica
senza apportare variazioni geometriche
al modello 3D (si pensi alle esemplificazioni di tipo geometrico che necessariamente si devono introdurre quando si
utilizzano modelli bidimensionali fatti
con elementi shell). Inoltre, i risultati
numerici sono ottenuti senza incontrare
particolari problemi di convergenza
nonostante la natura tridimensionale del
problema tensionale.
Nel presente articolo, allo scopo di
mostrare la versatilità e l’efficacia del
metodo del gradiente implicito nel prevedere la resistenza a fatica di giunzioni
saldate sollecitate a fatica monoassiale,
saranno analizzati cinque serie geometriche tratte dalla letteratura scientifica
di cui si conoscono esattamente i dettagli geometrici.
In particolare, si analizzeranno giunti
saldati a croce a cordone portante, giunti
con irrigidimento trasversale, giunzioni
con cordone modificato e giunti in
lamierini sottili saldati per punti.
In questo modo si apre la prospettiva di
poter usare una stessa procedura di
calcolo indipendentemente dalla forma
dei cordoni di saldatura e dalla complessità del giunto senza necessariamente
introdurre delle esemplificazioni nei
modelli tridimensionali, riducendo così i
problemi di “time to market” e di costo
totale della progettazione.
Figura 1 - Tensione efficace σ eff valutata risolvendo l’equazione (1) assumendo σ eq coincidente
con la tensione principale massima. La piastra è sollecitata con una tensione nominale di
trazione. La mesh è stata infittita solamente all’interno della zona di massimo gradiente
(nello spessore del piatto principale e nell’irrigidimento è sufficiente inserire un solo elemento).
Il metodo del gradiente implicito
per la progettazione a fatica delle
saldature
Gli autori, per valutare la resistenza a
fatica di saldature ad arco, hanno di
recente proposto una nuova metodologia
di calcolo basata sul metodo del gradiente implicito [10, 14 e 15]. Tale
metodo risulta particolarmente adatto
per una valutazione interamente numerica della vita a fatica di un componente
sollecitato a fatica, nota la geometria 3D
del dettaglio strutturale.
L’idea che sta alla base di tale metodo è
molto semplice e rende, di fatto, possibile l’applicazione del danneggiamento
in media, formulato negli anni ’30 da
Neuber, ideato con esplicito riferimento
ad un componente intagliato in cui la
fessura per fatica si propagava nella
direzione della bisettrice dell’intaglio.
Se da un lato questa idea permette di
prevedere il limite di fatica di componenti intagliati piani con semplici calcoli
di tipo manuale [16-19], dall’altro è di
difficile applicazione agli intagli sollecitati da carichi che portano il massimo
tensionale al di fuori dalla bisettrice o in
tutti quei casi in cui la rottura ha innesco
in un punto angoloso sollecitato in modo
misto (si veda il caso degli intagli di tipo
tridimensionale considerati in [20]).
Il metodo del gradiente implicito mette
di fatto in pratica l’idea che a danneggiare il materiale sia ciò che avviene in
media in tutto il corpo dando, ovviamente, maggior importanza a ciò che
accade nelle immediate vicinanze piuttosto che a ciò che succede in lontananza
(tale effetto è regolato dalla funzione
peso α( x,y) menzionata in appendice).
Dal punto di vista tensionale usare il
metodo del gradiente implicito significa
essere in grado di calcolare, in ogni
punto del componente in esame, una tensione efficace ai fini della resistenza a
fatica valutata come media pesata della
tensione ritenuta responsabile del danneggiamento. La distanza che regola la
zona di influenza della funzione peso si
ipotizza dipendere dal solo materiale e
viene indicata con c. Nel caso di fatica
monoassiale gli autori hanno proposto di
mediare semplicemente la tensione
massima principale mentre per la fatica
multiassiale è necessario definire il rapporto ρ fra la componente idrostatica e
quella deviatorica del campo tensionale
valutato con ipotesi di materiale lineare
elastico (per un approfondimento si
rimanda al riferimento bibliografico
[21]). In appendice vengono riportati
alcuni dettagli matematici sull’impostazione di tipo teorico che sta alla base
della metodologia numerica qui applicata e che la rende di carattere generale
al di fuori degli esempi che verranno
mostrati in seguito.
In modo sintetico le fasi di calcolo che
stanno alla base del metodo del gradiente
implicito possono essere così riassunte:
• Realizzazione del modello CAD 3D.
• Calcolo del campo tensionale agli
elementi finiti con ipotesi di materiale lineare elastico (negli esempi
trattati è sufficiente il calcolo della
tensione principale massima).
• Calcolo della tensione efficace σ eff
utilizzando la stessa mesh usata in
precedenza per il calcolo della tens ione principale mas s ima. S arà
necessario conoscere il parametro
caratteris tico c del materiale in
esame. Per le saldature in acciaio c
assume il valore di 0.2 mm [9].
• Valutazione del danneggiamento a
fatica tramite il calcolo della tensione
efficace σ eff o, in alternativa, valutazione della curva di Woehler del dettaglio in esame in funzione di una
tensione di riferimento (per esempio
la tensione nominale sul piatto principale).
La procedura sopra elencata può svolgersi completamente in modo automatico lasciando all’operatore solo il
compito di indirizzare l’infittimento
della mesh in corrispondenza dei punti
3000
Δσeff,max
R艐0
critici. Nel presente articolo, tutte le
analisi strutturali sono state eseguite su
modelli tridimensionali con l’impiego di
procedure numeriche messe a punto con
il software Comsol.
A titolo di esempio la Figura 1 riporta
l’andamento della tensione efficace nella
zona di massimo gradiente tensionale.
La mesh è stata infittita solamente
qualora il gradiente di tensione, valutato
con una tradizionale analisi agli Elementi
Finiti, risultasse elevato. La piastra sollecitata a trazione vede il massimo della
tensione efficace in corrispondenza dell’irrigidimento trasversale, laddove il
cordone di saldatura devia il flusso tensionale.
Per quanto riguarda la resistenza a fatica
l’ipotesi di considerare danneggiante la
tensione principale massima, utilizzando
diverse serie di dati sperimentali prese
dalla letteratura, è stato possibile tracciare una banda di dispersione di carattere universale per saldature ad arco nel
campo della vita a termine fra 10 4 e
5·106 cicli (Fig. 2).
Gli spessori del piatto principale e degli
irrigidimenti delle serie sperimentali
riportate nella Figura 2, variavano da 3 a
100 mm. Il valore della pendenza della
curva di Woehler risulta pari a 3 ed il
valore di riferimento a 2·106 cicli al
97.7% di probabilità di sopravvivenza è
di 151 MPa. La banda di dispersione è
stata calcolata dopo aver valutato che
per le saldature in acciaio il parametro c
assume un valore di 0.2 mm [9].
Tale banda di dispersione è espressa in
termini di variazione della tensione efficace massima Δσeff, max (calcolabile, ad
H = 3-100 mm
c = 0.2 mm
rotture al piede
[MPa]
(2α = 135°)
1000
t = 3-100 mm
1
3.0
500
Curva di progetto
al 97.7%
298
212
151
L = 6-32 mm
rotture alla radice
(2α = 0°)
t = 6-32 mm
100
104
105
106
cicli a rottura N
107
Figura 2 - Banda di dispersione per giunzioni saldate ad arco in acciaio in termini di range
della tensione efficace massima ottenuta con il metodo del gradiente implicito [9]. Banda di
dispersione relativa al valore medio ±2 deviazioni standard (R rapporto di ciclo).
esempio, per via numerica come nella
Figura 1).
In alternativa, sulla base di numerose
indagini numeriche svolte dagli autori
(oltre un migliaio di punti sperimentali
riguardanti saldature di diverso tipo
[9, 22]). Da un altro punto di vista si può
affermare che per le giunzioni saldate,
indipendentemente dalla loro forma, se
sollecitate principalmente a modo I, i
dati sperimentali ricadono all’interno di
una stessa classe, quantificabile in circa
150 MPa con pendenza fra 10 4 e 5·106
cicli pari a 3.
Nei casi in cui lo stato tensionale sia
complesso o la storia di carico preveda
una variazione dei carichi esterni che
impongano localmente una storia di
carico multiassiale, per migliorare la
precisione di calcolo data dalla banda di
dispersione della Figura 2 (specialmente
in presenza di una sollecitazione di torsione) è necessario il ricorso ad un criterio di danneggiamento multiassiale.
Considerato il rapporto ρ fra la tensione
idrostatica e la tensione di von Mises, è
stata proposta nella memoria [21] una
procedura di calcolo per storie di carico
in fase che restituisce, in funzione di ρ,
sia il valore della tensione efficace di
von Mises per vite a fatica pari a 5·106
cicli sia il valore della pendenza della
curva di Woehler nel campo della vita a
termine. Tale pendenza varia da 3 (presenza di modo I predominante) a 5 (presenza di modo III predominante). Il vant a ggi o del metodo del gradiente
implicito, anche in condizioni di sollecitazione multiassiale, è quello di poter
studiare l’effetto indotto dalla multias-
sialità tensionale legata a storie di carico
complesse in prossimità del piede o
della radice dei cordoni di saldatura
proprio dove si hanno le singolarità del
campo di tensione.
Previsione della resistenza a
fatica di cinque serie
geometriche prese dalla
letteratura
La Figura 3 riporta le 5 serie geometriche analizzate successivamente nel dettaglio con il metodo del gradiente implicito. Tutte le analisi faranno riferimento,
come tensione danneggiante, alla tensione principale massima valutata in
ipotesi lineari elastiche assumendo per il
materiale un valore di c pari a 0.2 mm.
Serie A: giunto a cordone portante 7.07x7.07 (sollecitato a trazione) [23]
Serie B: giunto a croce con cordone d’angolo 10x10
sollecitato a trazione [11]
Serie D: giunto a croce con cordone d’angolo 14x9
sollecitato a trazione [24-25]
Serie C: giunto a croce della serie B lavorato con
utensile da 5 mm di raggio per una profondità di
circa 0.8 mm [11]
Serie E: giunto a semplice sovrapposizione saldato per
punti (diametro punto 7 mm) e sollecitato a trazione [26]
Figura 3 - Geometrie delle saldature analizzate con il metodo del gradiente implicito (per i dettagli geometrici si rimanda ai relativi riferimenti
bibliografici indicati nelle relative figure).
La scelta ha cercato di essere il più possibile rappresentativa di un’ampia casistica di problematiche che si possono
incontrare nella pratica progettuale: a) il
problema della localizzazione del punto
d’innesco della cricca per fatica, b) il
problema dell’effetto scala, c) il problema della valutazione della variazione
di resistenza a fatica in seguito a modifiche di tipo geometrico.
La serie A rappresenta una tipica giunzione a croce a cordone portante con
sezione di gola pari a 5 mm. I punti di
possibile innesco della cricca per fatica
sono potenzialmente 3: i due punti al
piede del cordone di saldatura (punti 1
e 2 di Fig. 4a) ed il punto alla radice del
cordone (punto 3). Tale problema, con il
metodo del gradiente implicito, viene
risolto senza imporre a priori la zona di
rottura. È sufficiente affinare la mesh in
corrispondenza dei punti in cui si osservano elevati gradienti della tensione
principale massima per poi successivamente calcolare i valori di picco della
tensione efficace σ eff in modo corretto.
La mesh della Figura 4 ha gli elementi
più piccoli di dimensione attorno al
mezzo millimetro. Tale mesh risulta sufficientemente accurata per garantire un
rapido calcolo della vita a fatica in
termini di tensione efficace σ eff . Il
massimo della tensione efficace rapportato alla tensione nominale di trazione
σnom è rispettivamente di 2.7 al piede del
cordone e di 3.1 alla radice. Tali informazioni consentono di affermare che la
condizione di innesco della frattura è più
penalizzante alla radice. Infatti, l’evidenza sperimentale conferma che per i
giunti della serie A le rotture per fatica
avvenivano tutte alla radice [23]. Ovviamente, il piede del cordone sul lato dell’irrigidimento risulta di gran lunga
meno penalizzante rispetto agli altri due
punti di possibile innesco. La curva di
Woehler in termini di range della tensione nominale di trazione (Δσ nom ) è
riportata nella Figura 5. Tale curva è
dedotta dalla curva della Figura 2. L’impiego di mesh più affinate nella zona di
massimo gradiente, aventi dimensione
minima attorno al decimo di millimetro,
forniscono risultati in termini di tensione
efficace di poco discosti dai valori
numerici raggiunti con mesh da 0.5 mm.
Le serie B e C, che fanno riferimento a
dati sperimentali proposti da Zhang e
Maddox [11], hanno messo in luce l’in-
2
1
3
(a)
σeff
σnom
σeff
σnom
σeff
σnom
艐 0.1
σeff
σnom
= 3.1
= 2.7
(b)
Figura 4 - a) Mesh per la serie A; b) Tensione efficace σ eff adimensionalizzata rispetto alla
tensione nominale σ nom di trazione sul piatto principale.
1000
Δσnom
[MPa]
1
3.0
100
Δσnom
10
10000
rotture alla radice
t = 10 mm
Δσnom
100000
1000000
10000000
cicli a rottura N
Figura 5 - Previsione della resistenza a fatica della serie A in termini di range della tensione
nominale ottenuta con il metodo del gradiente implicito. Banda di dispersione relativa al valore
medio ±2 deviazioni standard (dati sperimentali da [23]).
cremento di resistenza a fatica in seguito
ad una riduzione dell’effetto d’intaglio
in corrispondenza del piede del cordone
di saldatura. La serie B ha subito una
operazione di molatura (burr grinding) al
piede del cordone che ne ha modificato
la forma portando il raggio di curvatura
a 5 mm per una profondità di circa
0.8 mm. Con il metodo del gradiente
implicito è possibile valutare l’incremento di resistenza a fatica a seguito di
una modifica geometrica poiché il
metodo si applica qualunque sia la forma
del cordone di saldatura. Le Figure 6 e 7
mostrano le curve di Woehler prima e
dopo la lavorazione di molatura.
Lo studio della resistenza a fatica della
serie D è peculiare per diversi aspetti.
Lo spessore della serie D è 45 mm, di
gran lunga superiore allo spessore medio
di 10-15 mm che caratterizza i provini
normalmente impiegati in prove di laboratorio, per di più il carico di snervamento del materiale è di ben 755 MPa
associato ad un carico di rottura di
823 MPa. Inoltre, le saldature ad angolo
non sono le classiche saldature a 45° ma,
dal punto di vista delle dimensioni
nominali, presentano un ingombro di
14x9 (14 mm sul piatto principale e
9 mm sull’irrigidimento).
Per questa serie geometrica Takena et al.
[24] hanno misurato con accuratezza
l’angolo di attacco della saldatura.
Il cordone è stato ottenuto con 3 passate
e sebbene la dimensione nominale
fosse di 14x9, l’angolo di attacco medio
della saldatura, misurata sul piatto
principale, era di circa 18°. Perciò,
nel modello 3D tridimensionale della
serie D, pur mantenendo inalterato l’ingombro della saldatura, si è riprodotto
un angolo di 18°.
La Figura 8(b) riporta la previsione della
curva di Woehler schematizzando il
cordone di saldatura in modo esatto
come mostrato nella Figura 8(a).
Di recente gli autori hanno analizzato
con il metodo del gradiente implicito
anche le saldature per punti usate per
unire lamiere in acciaio di piccolo spessore [22].
Circa 30 serie sperimentali di saldature
di piccolo spessore (per un totale di circa
400 punti sperimentali) sono state analizzate senza modificare la curva di resistenza della Figura 2 e senza cambiare il
parametro c del materiale.
A titolo di esempio, la Figura 9 riporta la
1000
Δσ nom
[MPa]
1
3.0
100
rotture al piede
t = 12.5 mm
Δσnom
Δσnom
10
10000
100000
1000000
10000000
cicli a rottura N
Figura 6 - Previsione della resistenza a fatica della serie B in termini di range della tensione
1000
Δσnom
1
[MPa]
3.0
100
rotture al piede
t = 12.5 mm
Δσnom
Δσnom
10
10000
100000
1000000
10000000
cicli a rottura N
Figura 7 - Previsione della resistenza a fatica della serie C in termini di range della tensione
1000
[MPa]
Δσ nom
1
100
3.0
Δσnom
rotture al piede
t = 45 mm
Δσnom
(a)
10
10000
100000
(b)
1000000
cicli a rottura N
10000000
Figura 8 - (a) Dettaglio del cordone di saldatura della serie D con angolo di attacco di 18°
sul piatto principale; (b) Previsione della resistenza a fatica in termini di range della tensione
1000
Δσnom
precedenza [9] e ciò senza alterare
l’algoritmo di calcolo in funzione della
forma e delle dimensioni del giunto.
spessore delle lamiere
t = 1 mm
Δσnom
Δσnom
[MPa]
Conclusioni
100
10
10000
100000
1000000
10000000
cicli a rottura N
Figura 9 - Previsione della resistenza a fatica della serie E in termini di range della tensione
medio ±2 deviazioni standard (diametro punto saldatura 7 mm, dati sperimentali da [26]).
10000
giunti a croce t=10 mm rotture alla radice serie A
giunti a croce t=12.5 mm rotture al piede serie B
giunti serie C lavorati alla fresa
giunti a croce t=45 mm rotture al piede serie D
saldature per punti t=1 mm serie E
Δσeff,max
[MPa]
1000
298
1
100
10000
3.0
c = 0.2 mm
151
100000
1000000
10000000
cicli a rottura N
Figura 10 - Tensione efficace σ eff calcolata con il metodo del gradiente implicito valutata per
tutte le geometrie della Figura 3 mantenendo invariata la metodologia di calcolo.
previsione della resistenza a fatica della
giunzione di serie E avente spessore di
1 mm e diametro del punto di saldatura
pari a 7 mm.
Infine, la Figura 10 riporta in un unico
diagramma la resistenza a fatica di tutte
le giunzioni saldate della Figura 3.
Sebbene la geometria e le caratteristiche
di resistenza statica dei provini siano
totalmente diverse, tutti i punti sperimentali cadono all’interno della banda
di dispersione della Figura 2 calcolata in
Il metodo del gradiente implicito si è
dimostrato una metodologia numerica
molto efficiente per la valutazione della
resistenza a fatica di giunzioni saldate ad
arco. L’esame di cinque nuove serie geometriche assai diverse per geometria e
per dimensioni del piatto principale (saldature ad angolo, saldature per punti,
saldature e cordone d’angolo modificato
alla fresa) ha messo in luce la possibilità
di definire una banda unica di dispersione a fatica dalla quale poter ricavare
le curve di Woehler dei diversi dettagli
strutturali saldati. Il grosso vantaggio
offerto dal metodo del gradiente implicito è quello di poter rappresentare le
saldature come elementi prismatici tridimensionali a spigolo vivo senza rinunciare ad uno schema lineare elastico del
materiale poiché il metodo fornisce
comunque un valore finito della tensione
efficace in prossimità del piede del
cordone di saldatura. Tale valore non
dipende dalla mesh usata e dal punto di
vista numerico arriva rapidamente a
convergenza.
Inoltre, il metodo del gradiente implicito
restituisce in modo automatico il punto
di probabile innesco della cricca per
fatica indipendentemente dalla forma
reale del cordone di saldatura.
Ad esempio si riesce a discriminare
facilmente se in una saldatura a cordone
portante la rottura avviene al piede del
cordone o alla radice oppure si riesce a
stabilire rapidamente l’incremento di
resistenza, in termini di resistenza a
fatica, in seguito ad una lavorazione
meccanica di asportazione di truciolo
che miri a ridurre l’effetto d’intaglio
della saldatura.
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➠ segue
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Material and Technology 101, 1979, pp. 42-45.
Appendice: fondamenti teorici del metodo del gradiente implicito
Considerato un corpo di volume V è possibile definire una tensione equivalente non locale σeff nel punto generico x nel volume V
come media integrale di una tensione non locale σ eq pesata con una opportuna funzione peso α(x,y) che tiene in considerazione la
mutua distanza s dei vari punti del corpo
:
(1)
, mentre per α(x,y) una scelta
Nell’equazione (1), il simbolo Vr (x) denota il volume di riferimento calcolato come
conveniente è rappresentata dalla funzione gaussiana.
Nell’ipotesi che il danneggiamento a fatica sia legato, in prima approssimazione, alla sola variazione della tensione principale
massima, con il metodo del gradiente implicito si definisce una tensione efficace σeff il cui valore può essere calcolato analiticamente o per via numerica. Senza entrare nel dettaglio della trattazione matematica, a cui si rimanda ai riferimenti bibliografici
[9, 14, 27], la tensione efficace σeff può essere calcolata, anziché valutando punto per punto il valore medio della tensione equivalente con l’equazione (1), risolvendo in via alternativa l’equazione differenziale equivalente di Helmholz nel volume V del componente imponendo come condizioni al bordo le condizioni di Neumann (∇ σeff ·n =0 su tutto ∂V) [27]:
(2)
dove c è un parametro intrinseco legato al materiale in esame e avente le dimensioni fisiche di una lunghezza, ∇2 è l’operatore di
Laplace e σeq è la tensione ritenuta responsabile del danneggiamento del materiale (in questo lavoro la σ eq coincide con la tensione
principale massima valutata con gli elementi finiti nell’ipotesi di materiale a comportamento lineare elastico). Il parametro c è
legato in modo univoco alla lunghezza intrinseca a0 di El Haddad et al. [28]; nel caso di tensione efficace ottenuta dalla tensione
principale massima il legame fra c ed a0 è di tipo lineare: c = 0.54·a0.
Paolo LIVIERI, laureato in Ingegneria Meccanica a
Padova, è attualmente Professore Associato di
Costruzione di Macchine presso la Facoltà di
Ingegneria dell’Università di Ferrara.
Approfondisce aspetti di effetto di intaglio e di
elasto-plasticità nella progettazione statica e a
fatica di organi meccanici e componenti strutturali.
Roberto TOVO, laureato in Ingegneria Meccanica a
Padova e dottore di ricerca in Progetto di Macchine.
Attualmente professore “straordinario” di
Progettazione Meccanica e Costruzione di
Macchine, presso la Facoltà di Ingegneria
dell’Università di Ferrara. Svolge la sua attività di
ricerca su tematiche di affidabilità strutturale e
meccanica dei materiali. In particolare ha svolto
diverse ricerche nel settore della resistenza a fatica
di giunzioni saldate su materiali metallici.
Collabora con l’Istituto Italiano della Saldatura ed è
stato direttore di un Master Universitario in Welding
Engineering.
International Institute of Welding
Study on friction
stir spot welding
of dual-phase
high-strength
steel sheets ( °)
R. Ohashi *
Summary
1. Introduction
In the automotive industry, the trend is
toward a heavier car body in order to
meet the strict standards of crash safety
regulations, even as there are strong
calls for a lightweight structure to
reduce global warming. In response to
these conflicting issues, the use of highstrength steels and light materials has
been drastically increasing.
Dual-phase (DP) steel is typical of the
high-strength steels widely used in the
automotive industry. DP steel consists of
a ferrite matrix with islands of hard
phases such as martensite and bainite,
which offer a good balance between
strength and formability. However it
is s o me time s re port e d t ha t t he
high-strength steels are difficult to weld
[1-11]. Friction stir spot welding (FSSW)
is a new spot welding process, which is
based on the principle of friction stir
welding (FSW), as shown in Figure 1.
And it is expected to apply to highstrength steels.
Friction stir spot welding (FSSW) was applied to interstitial free (IF)
steel sheet and dual-phase high-strength steels for automobiles with
an uncoated Si3N4 tool.The tool with TiN-coating and Ar shielding gas
were also attempted. Defect-free joints were successfully obtained.
Microstructure distribution of the joint and its evolution during FSSW
were systematically examined as well as joint strength.The joint
exhibited the heterogeneous microstructure distribution, which could
be mainly explained by phase transformation from the different peak
temperatures during FSSW. However, contaminations of oxygen, silicon
and nitrogen were detected in an elliptical region observed near the
pin hole, and strongly affected the microstructural evolution.
Additionally, they caused the increase in hardness in the elliptical zone.
On the other hand, by using coated tool and shielding gas,
contaminations and hardness increase in elliptical region were
suppressed and joint strength was improved.
KEYWORDS: Friction stir spot welding; high strength steels;
microstructure; sheet; silicon nitride; strength.
Rotating
Plunging
(°) Doc. IIW-2165, recommended for publication
by Commission III “Resistance Welding, Solid
State Welding and Allied Joining Processes”.
*
Kawasaki Heavy Industries, Ltd. - Chuo-ku
Kobe (Japan).
Extracting
Stir zone
Jointed area
Figure 1 - Schematic diagram of FSSW process.
R. Ohashi - Study on friction stir spot welding of dual-phase high-strength steel sheets
Several previous studies have examined
FSSW of DP steels and have reported
preliminary results [12-14].
For example, Kyffin et al. [12] showed
the relationship between joint strength
an d in p u t e n e rgy duri ng FSSW i n
DP800 steel, using a Si3N4 tool.
Feng et al. [13] and Khan et al. [14]
examined the feasibility of FSSW for
DP600 steel and compared the strength
of FSSW with that of RSW. Their results
showed that FSSW produced strengths
comparable to that of RSW. However,
only few studies have systematically
examined the properties and microstructure of friction stir spot welded steel
joints. Further, the formation mechanism
of the microstructure, distribution of
grain structure, and hardness of friction
stir spot welded joints have not been
clarified thus far.
The selection of the tool material is an
issue in FSSW of steels. Poly-crystalline
cubic boron nitride (PCBN) is one of the
suitable materials for FSSW of steel
because it maintains high strength and
hardness, even at high temperatures.
Si 3 N 4 can also be used for FSSW of
steels, although its strength and hardness
are relatively lower than those of PCBN.
Si3N4 is, however, a low heat conductive
material, which makes it possible to
input more frictional heat to the steel.
This feature contributes to a decrease in
the head weight of a FSSW facility
because the tool load can be reduced.
Moreover, Si3N4 would reduce the tool
cost, because it is a relatively inexpensive material. Thus, Si3N4 is an attractive
candidate for the tool material for FSSW
of steels in industries.
In this study, FSSW was performed on
interstitial free (IF) steel, DP590, and
DP980 steels, using a Si 3N 4 tool, after
which the microstructural evolution,
hardness profile, and tensile strength of
the joint were examined.
Additionally, the effect of tool coating
and Ar shielding on the microstructure
and hardness in the FSSW of DP steel
was also investigated.
2. Experimental procedures
2.1 Material
The base materials used in this study
were cold-rolled IF steel and dual-phase
steels, with the nominal tensile strength
of dual-phase steels being 590 and
980 MPa. The chemical composition
and tensile properties of the base materials are listed in Table 1. The workpieces
used were 1.2 mm in thickness, 30 mm
i n wi d th and 100 mm in length for
tensile shear strength (TSS) tests and
50 mm in width and 150 mm in length
for cross tension strength (CTS) tests.
The TSS specimens were configured
with a 30 mm overlap between them.
The workpieces were degreased with
acetone before FSSW.
produced by chemical vapour deposition. When the coated to o l wa s
employed, Ar gas was supplied in a
shroud box that covered both the tool
and workpieces. The shroud box was
approximately 30 mm in width, 20 mm
in height and 40 mm in l e n g t h a n d
the flow rate of the Ar shielding was
0.42 l s -1 (25 l min -1). The combination
of the tool coating and Ar shielding used
in this study is summarized in Table 2.
For all conditions, the tool load and rotational s peed w ere fixed at 5 . 3 9 k N
and 50 s -1 (3 000 rpm), respectively.
A s chematic diagram of t h e FSSW
process is shown in Figure 3.
2.3 Evaluation of joint
Cross-sections were cut from the centre
of the weld for microstructural analysis.
They were etched in 3 vol % nitric acid
+ ethanol solution for the observation of
the grain structure and in 1.25 vol %
picric acid + iron(III) chloride hexahydrate aqueous solution for 240 s at
ambient temperature for the observation
of the prior austenite grain boundary
2.2 FSSW equipment and tool
The equipment used in this study was
specially developed for FSSW and had
t wo A C-s ervo
m ot ors
that
Table 2 - Tool and shielding gas
enabled precise
combinations used in FSSW of DP steels.
control of the tool
Combination
Air
Argon
l oa d and rotational speed with
Uncoated
Condition 1
Condition 2
a hi gh cons is Coated
Condition 3
tency. The tools
used were made
of Si3N4.
Equipment
Tool geometry
T he phys ical
appearance of the
e qui pment and
tools can be seen
in Figure 2. The
t ool us ed in
FSSW of D P
st e e l s
w as
e m pl o yed both
Tool appearance
with and without
a coating of TiC/
TiN double layers
Table 1 - Chemical composition [wt. %]
and mechanical properties.
Material
C
Composition
Si
Mn
TS
[MPa]
El
[%]
IF
0.003
-
0.06
288
64
DP590
0.06
0.49
1.23
644
26
DP980
0.17
1.38
2.00
1 001
16
Figure 2 - FSSW equipment and tools used in
experiment.
Load, displacement, rotation
Rotation
Process time
Load
a) Cross-section of IF steel joint
Displacement
Time
Figure 3 - Schematic diagram of FSSW
process showing tool load, rotational speed
and displacement.
[15]. The microstructure was observed
by means of optical and scanning electron microscopy (SEM). Electron probe
microanalysis (EPMA) was employed to
analyse the distribution of the chemical
composition of the weld. The grain size
of the martensite was examined by the
electron backscatter diffraction (EBSD)
method. Micro-Vickers hardness measurement of the joint was performed with
a load of 3 Nf.
3. Results and discussions
3.1 IF steel
A cross-sectional view of an IF steel
joint is shown in Figure 4 a). As can be
seen, defect-free joint was successfully
Zones 1, 2
b) Ni image map showing joined area and interface
between upper and lower sheets
obt ained
by
FSSW. A trapez oi dal region
exhibited a microstructure with a morphology different from that of the base
material and an elliptical region that
looks slightly darker around the pin
hole.
In order to identify the joined region, a
Ni foil was inserted between the upper
and lower sheets as a tracer material and
then FSSW was performed. A Ni map
obtained by the EPMA of the weld is
shown in Figure 4 b). Ni was clearly
detected in the elliptical region and at
the interface between the upper and
lower sheets. The interface moved
upward from the base material region
toward the pin hole and appears to be
trapped in the
elliptical region.
Zone 3
This indicates
that both sheets
were joined at the
elliptical region.
From the result of
Figure 4
the precise observation of the grain
structure in the weld, the joint was
roughly divided into three regions, as
shown in Figure 5. The base material
consisted mostly of equiaxed ferrite
grains. On the other hand, Zone 1 is
composed of elongated coarse grains.
The growth of these coarse grains can be
attributed to grain growth along the heat
gradient. The grains in Zones 2 and 3
were slightly larger than those in the
base material, but finer than those in
Zone 1.
Micro-Vickers hardness measurement
performed at the middle section of the
upper sheet showed an increase in hardnes s in Zones 2 and 3, a s sh o wn i n
Figure 6. To clarify the increase in hardness in these zones, EPMA was carried
out and contamination from the tool elements such as silicon was partially
detected in Zone 3. Moreover, it was
found that these contaminated regions
Base material
Cross-section
Hv3
Upper
Lower
Distance from weld centre (mm)
Figure 5 - Microstructure of base material
and Zones 1- 3 in IF steel joint.
Figure 6 - Micro-Vickers hardness profile
measured in middle section of upper and
lower sheets.
Failure load TSS, CTS(kN)
TSS
CTS
Tensile shear
Upper
Upper
Upper
Upper
Lower
Lower
interface fracture
Lower
Lower
plug fracture
Cross tension
Upper
Upper
Upper
Upper
Lower
Lower
interface fracture
Process time (s)
Figure 7 - Tensile shear and cross tension
strength of IF steel joint for different process
times.
mostly corresponded with the area that
exhibited high hardness. The contamination elements might have contributed to
the slight increase in hardness through
solid-solution hardening in Zone 3, but
this hardening effect was not observed in
Zone 2, which had the same chemical
composition as the base material.
The crystallographic analysis of Zones 2
and 3 by EBSD revealed the presence of
some grain boundaries with a twin relationship. The presence of such boundaries implies that the martensite was partially formed during cooling and it
contributed to the increase in hardness in
Zones 2 and 3.
Figure 7 shows the results of tensile tests
on joints. TSS increased gradually with
increasing process time, while CTS
increased with process time up to 1.2 s,
after which it decreased gradually.
The failure mode was roughly classified
i n to tw o mo d e s de pe ndi ng on t he
process time. Schematic diagrams of the
Upper
la
Lower
lb
Lower
la and lb as ligament
Figure 8 - Failure modes in tensile tests and
fractured specidefinition of ligament length in joint.
mens, and their
appearance, are
shown in Figure 8. After both tensile
resulted in a fracture along a portion of
tests, either interface or plug fractures
la. With increasing process time, the tip
c oul d be s een. The fracture s ite,
of the hook moved toward the upper
however, was different for the two fracsurface and lb became shorter than la,
ture modes, i.e., the interface fracture
which led to the formation of a plug
took place in Zone 3, while the plug
fracture in Zone 2.
fracture took place in Zone 2. Further,
3.2 DP590 steel
the fracture mode changed from an interface fracture to a plug fracture with
A cross-section of the weld produced
increasing process time. This transition
under Condition 1 is shown in Figure 9.
from interface to plug fractures could be
As can be seen, a defect-free weld was
explained by the relationship between la
successfully obtained. The cross-secand lb, as depicted in the illustration in
tional microstructure can be subdivided
Figure 8.
At the early stage
Base material
Zone 1
of the process, lb
was longer than
l a be caus e the
elliptical region
had just started
t o grow, w hich
Zone 2
Figure 9 - Cross-section of DP590 joint and
classification of Zones 1-3.
plug fracture
Lower
Zone 3
Figure 10 - Microstructure of a) DP590 base
material, b)-d) Zones 1-3 in the joint.
Temperature (K)
Coated tool (Ar)
Condition
Uncoated tool (Ar)
a) Cross-section
b) Magnified
image
Uncoated tool (no gas)
Zone 2
Zone 1
3 mm
1
2
Time (s)
into three zones, as shown in Figure 9.
SEM images of the base material and
three zones of this weld are shown in
F ig u r e 1 0 . The ba se m a t e ri a l ha s a
typical dual-phase structure consisting
o f f e r r ite a n d m a rt e nsi t e i sl a nds.
The average grain size of the ferrite was
3.6 μm. Zone 1 also has a dual-phase
microstructure consisting of ferrite and
martensite, but the size and morphology
of the microstructure were different
from those of the base material, i.e.,
finer ferrite grains with lath-shaped
martensite were found. On the other
hand, Zone 2 consisted of only the lath
martensitic structure. Zone 3 also had at
fully martensitic structure, but the size
of the martensitic structure of Zone 3
was apparently smaller than that of
Zone 2. These microstructures can be
explained by both the solid-state transformation of steels and the stable phases
around peak temperatures in these zones
during FSSW, i.e., the microstructure of
Zone 1 could have been formed by the
cooling of the (ferrite + austenite)
duplex structure and the fully martensitic structure of Zones 2 and 3 could
have been formed through cooling of the
austenite single-phase structure.
Temperature histories measured during
FSSW in each condition are shown in
Figure 11. Type-K thermocouples were
used to measure the thermal history in
the vicinity of the pin hole during FSSW.
The thermocouple was placed 3.0 mm
away from the centre of the pin on the
mid d le s e c tion of t he uppe r she e t .
The peak temperature near Zone 3 was
approximately 1 423 K (above the Ac 3
point of DP590 steel) and the cooling
rate from 1 073 K to 723 K was around
150 Ks-1. These values were roughly the
3
Figure 12 - Cross-section of DP590 joints
same for all conproduced in Conditions 1-3 and banded
ditions, i.e., they
structure produced under Condition 1.
hardly depended
on the tool
coating and Ar shielding.
Zone 3 w as dependent o n t h e t o o l
The effect of tool coating and Ar shieldcoating and shielding gas, i.e., Zone 3
ing on the microstructure and hardness
produced under Condition 1 had the
is shown in Figure 12. The cross-sechighest hardness, although the hardness
tions were etched in the picric acid
distributions in Zones 1 and 2 were very
+ iron(III) chloride hexahydrate aqueous
similar among the welds. It is noted that
solution. All the welds had no defects,
Zone 3 had roughly the same hardness as
but a large difference can be seen in the
Zone 2 in the weld produced under Condegree of etching in Zone 3, i.e., Zone 3
dition 3 and that the hardness distribuproduced under Condition 1 is distinctly
tion was homogeneous in Zone 3 of this
visible, while that produced under Conweld.
dition 3 is barely observable. A magniSEM images of Zone 3 produced under
fied image of Zone 3 produced under
Conditions 1 to 3 ar e sh o wn i n
Condition 1 is also shown in Figure 12.
Figure 14. All welds had a fully martenA large number of alternating band patsitic structure in Zone 3, which caused
t e rn s w as obs erved in Zone 3.The
the high hardness in Zone 3. Zone 3
spacing between the bands was smaller
rapidly cooled from temperature higher
near the periphery of Zone 3 than it was
than the Ac3 temperature during FSSW,
near the pin hole.
M i c r o - Vi c k e r s
hardness profiles
measured on the
Condition 1
middle section of
Condition 2
t he upper s heet
a re s how n in
Fi gure 13. A ll
welds exhibited a
Condition 3
hardness that was
sl i ghtly low er
t han that of the
ba se material
outside Zone 1.
T he hardnes s
i ncreas ed from
Z on e 1 tow ard
Distance from weld centre (mm)
Z on e 3, w hich
exhibited a very
Figure 13 - Micro-Vickers hardness profile of
hi g h hardnes s .
DP590 joint produced under Conditions 1-3.
The hardness of
Hv
Figure 11 - Thermal histories measured in
vicinity of Zone 2 during FSSW under
Conditions 1-3.
Condition 1
Condition 1
Condition 2
Condition 3
b) Silicon
as shown in Figure 11, which caused formation of the fully martensitic structure.
However, it was found that the size of
the martensitic structure was quite different from that of every other weld, i.e.,
Condition 1 produced the finest martensite, followed by Conditions 2 and 3.
Grain boundary maps of the region near
the border between Zones 2 and 3 are
shown in Figure 15 a). Zone 3 is located
on the right-hand side of each grain
boundary map. A lath martensitic structure was observed in both Zones 2 and 3.
The size of the martensite in Zone 3 is
obviously smaller than that in Zone 2 in
the weld produced under Condition 1,
while the martensite in Zone 3 was
roughly the same size as that in Zone 2
in the weld produced under Condition 3.
The size of the martensite in Zone 3 was
quantified by EBSD analysis as 3.0, 3.5
and 4.3 μm in the welds produced under
Condition 1, 2 and 3, respectively. All
welds experienced roughly the same
thermal history during FSSW, so that the
size of the martensite would be independent of the thermal history.
To qualitatively evaluate the contamination from the tool and the atmosphere in
Zone 3, EPMA was employed. EPMA
ma p s o f S i, O a nd N a t t he borde r
between Zones 2 and 3 are also shown in
Figure 15 b)-d). They were obtained
from the same regions as the grain
boundary maps shown in Figure 15 a).
Hig h e r S i, O a n d N c ont e nt s we re
detected in Zone 3 produced under Condition 1. Si was mainly detected along
Zone 2
the banded struct ure , while the
distributions of O
and N were relatively homogeneous. In Zone 3,
produced under
Condi tion
2,
hardly any O contamination was
found, but Si and
N contamination
wa s
clearly
visible in Zone 3.
On t he other
hand, contamination by Si, O and
N was negligible
i n Z one 3, produced under Condition 3.
T he degree of
contamination
directly reflected
the contrast in the crosssection shown in
Figure 15. This result clarified the fact
that O contamination is suppressed by
Ar shielding and tool coating can effectively prevent the Si and N contamination from the Si3N4 tool. Moreover, this
shows that the O contamination can be
attributed to entrapment of O from the
atmosphere and the Si and N contamination arose from the chemical reaction
and decomposition of the Si 3 N 4 tool
during FSSW, because Si 3 N 4 is easily
decomposed at high temperature and in
low-N-gas atmosphere [16].
c) Oxygen
Figure 14 - SEM images of Zone 3 produced
under a) Condition 1, b) Condition 2 and
c) Condition 3.
Zone 2
Zone 3
d) Nitrogen
Condition 3
a) EBSD
Zone 3
Figure 15 - Martensite grain boundary map
and EPMA maps of Si, O and N at boundary
of zones 2 and 3.
The formation of the banded structure
w ith the S i contaminatio n c a n b e
explained by the material movement
process proposed by Fujimoto et al..
Fujimoto et al. precisely measured the
material movement of Al alloy during
FSSW, using a threaded pin by using
several methods and proposed the following material movement process [17].
The material near the top surface is captured by the threads of the pin as shown
in Figure 16 a) and then spirally moved
with the pin rotation [Figure 16 b)].
The material would then be released at
a) Plastic flaw along the shoulder sure
b) Plastic flaw around the pin
c) Plastic flaw at the end of the thread
d) Plastic flaw of making stir zone
Figure 16 - Schematic diagram of material movement driven by threaded pin and shoulder [17].
the root of the pin [Figure 16 c)]. Since
the capture and release of the material
occur continuously, the initially released
material moves at the root of the pin
toward the upper sheet and outward
from the pin hole [Figure 16 d)].
This material movement results in an
elliptical region around the pin hole,
such as in Zone 3 in the present welds
and the hooking of the overlapping interface. Since the bulky material would be
microscopically captured by the threads,
a p a r t o f th e m a t e ri a l i s di re c t l y i n
contact with the pin surface, which
implies that the distribution of tool contamination would be heterogeneous in
the captured material if the tool wears
down or decomposes during FSSW.
If we assume that the material with a
heterogeneous distribution of the tool
contamination is released at the root of
the pin, then the proposed material
movement process could explain the formation of the banded structure with the
Si contamination in Zone 3. As compared to Si, the N contamination was relatively homogeneous. This would be
due to the fact that N has a higher diffusibility than Si.
The EBSD analysis revealed that the
size of the martensite was the smallest
under Condition 1, followed by Conditions 2 and 3. EPMA maps showed that
the sites of contamination in Zone 3
were the most severe under Condition 1.
These results suggest that the formation
of the fine martensite was strongly correlated with the Si, O and N contamination in Zone 3. The microstructural
results obtained in this study also show
that the bands with a higher Si do not
correspond to the fine martensite grains,
as is shown in Figure 15. This result
strongly suggests that the O and N contamination is responsible for the fine
martensite in Zone 3. Zone 3 should
experience severe deformation of the
austenite single-phase during FSSW.
Since nitrogen reduces the stacking fault
energy of austenite, a dislocation substructure would be formed in the austeni t e that contains a higher nitrogen
content during high temperature deformation. On the other hand, oxygen
would produce some type of oxides with
the alloying elements of DP 590 steels
because of the low solubility of oxygen
in steels. Since such oxides could act as
obstacles for the movement of dislocation and grain boundaries in austenite,
the formation of a dislocation substructure would be encouraged by an increase
in oxygen content. A previous study
reported that fine martensite could be
formed when austenite having a dislocation substructure is rapidly cooled [18].
This suggests that the entrapment of
nitrogen and oxygen is a possible reason
for the formation of the fine martensitic
structure in Zone 3.
It is well-known that the hardness of
carbon steels having martensite depends
on the amount of martensite present
[19, 20]. Accordingly, all welds should
have had roughly the same hardness in
both Zones 2 and 3, because in all welds,
Zones 2 and 3 cons is ted o f a f u l l y
martensitic structure. Zone 3, however,
exhibited a distinct increase in hardness,
as compared to the oth e r we l d s, a s
shown in Figure 13.
The reason for this increase in hardness
in Zone 3 could be explained as follows.
The relationship between the martensite
block size and the yield stress in lowcarbon s teel has been p r e c i se l y
described by Morito et al. [21]. In the
case of Condition 1, the martensite block
sizes measured by EBSD in Zones 2 and
3 were 3.5 and 3.0 μm, respectively.
This res ult indicates th a t t h e f i n e r
martensite in Zone 3 contributed to the
hardening that was estimated to be
approximately 20 Hv higher than that in
Zone 2. Additionally, Zone 3 contained a
high degree of contamination. Solidsolution hardening by entrapped elements may also increase the strength
of martensite. The result of EPMA of
Zone 3 revealed that the Si content in
Zone 3 was approximately 0.6 wt. %
higher than that in the base material.
Condition 1 (Uncoat/Air)
Condition 2 (Uncoat/Ar)
Condition 3 (Coat/Ar)
Condition 1
Condition 3
Figure 18 - Cross-sectional view of fractured
part obtained after cross tension test.
TSS
CTS
Process time (s)
strength of DP590 joint produced under each
condition.
This result suggests that the Si present in
Zone 3 increased hardness to a level of
approximately 20 Hv [22]. Moreover,
the increase in hardness in Zone 3 might
be attributed to precipitation/Orowan
hardening by nitrides and/or oxides.
The effect of process time on TSS and
CTS is shown in Figure 17. In TSS,
failure load increases with increasing
process time, while in CTS, it increases
with process time and then decreases.
The failure loads obtained under Condition 3 were higher than those under Condition 1, especially for CTS. A crosssectional overview of the welds broken
in the cross tension test is shown in
Figure 18.
The fracture was initiated at the tip of
the hook and propagated along the
periphery of Zone 3 under Condition 1,
while typical plug fractures appeared
under both Conditions 2 and 3. This
result clearly shows that weld strength
can be improved by the prevention of
contaminations in Zone 3. Ferasse et al.
reported that a resistance spot welded
joint of high-strength steel occasionally
shows a decrease in CTS [5].
Due to the high cooling rate in RSW, a
hard phase such as martensite is easily
formed into nuggets and it caused to
become sensitive to the crack. Zone 3
produced under Condition 1 exhibited a
higher hardness, which might lead to the
abnormal fracture and a decrease in
strength.
Figure 19 - Cross-sectional view of DP980
joint.
3.3 DP980 steel
the proportion of martensite is higher
A typical cross-section of the joint
than that in the base material.
after 2.0 s of process time is shown
The microstructure of Zone 2 contains a
in Figure 19. The joint shows a trapelarge amount of martensi t e a n d
zoidal region in the vicinity of the pin
extremely small ferrite grains. Zone 3
hole, which can be classified into three
shows mostly martensitic structures, but
regions, Zones 1 to 3, according to the
the size of these martensitic structures is
microstructural features.
different in each zone. That is, Zone 2
The microstructures of the base material
has a coarse lath martensite structure,
and each zone are shown in Figure 20.
while Zone 3 exhibits a remarkably
T he bas e material s how s a typical refined martensite structure.
duplex-microstructure consisting of
Base material
Zone 1
hard-phase islands
(martensite and/or
bainite) within a
fine ferrite grain
matrix.
The ferrite grains
a re e l ongated in
the rolling direct i on of the coldrolling process. On
t he other hand,
Zone 2
Zone 3
Zones 1 to 3 have
microstructural
features that are
di ffe rent from
those of the base
material. Zone 1 is
the microstructural
transition region,
whe re the elongated ferrite grains
Figure 20 - Microstructures of base material
a re t rans formed
and Zones 1-3 produced under Condition 1.
into fine ones and
Hv3 Upper sheet
Zone 3
Zones 1, 2
Condition 1
Distance (mm)
Figure 22 - Micro-Vickers hardness profile of
DP980 joint measured at middle section of
upper sheet.
Condition 3
Figure 21 - EPMA map of Si, N and O and
martensite grain boundary map of DP980
produced under Conditions 1 and 3.
To o l c o n ta mi na t i on wa s obse rve d
in Zone 3 through a chemical composition analysis by EPMA, as shown in
Figure 21. In the case of Condition 1, Si,
N and O can be distinctly observed
within Zone 3. A grain boundary map of
the same region as that in the EPMA
map is also shown in Figure 21. Fine
martensite can be clearly seen in Zone 3
produced under Condition 1. The refined
martensite could be explained by the
same reason as was given for the friction
stir spot welded joint of DP590 mentioned previously.
The micro-Vickers hardness profile of
the joint is shown in Figure 22.
The average hardness of the base material was approximately 320 Hv. The
hardness reduced near the outer border
of Zone 1 and then increased rapidly
toward the pin hole. A maximum hardness of 450 Hv was measured in Zone 3,
which is a hardness value frequently
found in resistance spot welded DP980
steel [23], while Zone 3, produced under
Conditions 2 and 3, exhibited a lower
degree of hardness. The low hardness
outside Zone 1 is associated with tem-
Condition 1 (Uncoat/Air)
Condition 2 (Uncoat/Ar)
Condition 3 (Coat/Ar)
pe ring of the
m a rtens ite and
t he maximum
ha rdnes s
in
Zone 3 is attributed to the format i on of a fine
martensitic structure.
The strength of
the joint in terms
of TSS and CTS is shown in Figure 23.
The use of the coated tool apparently
resulted in higher strength than the
uncoated tool and the effect of coating
on CTS is especially significant. It is
noted that in the CTS test, there was a
difference in the failure mode of the
joints produced using the coated and
uncoated tools. The joint produced with
the coated tool, which showed higher
strength, exhibited a typical plug fracture, while in the joint produced with the
uncoated tool, the fracture was propagated along the periphery of the stir
zone.
These results correspond to those for
DP590 steel joints.
TSS
CTS
Process time (s)
strength of DP980 joint produced under each
condition.
4. Conclusions
1. FSSW of steels using a Si 3 N 4 tool
was attempted and defect-free joints
were successfully obtained.
2. A preliminary examination of an IF
steel lap joint showed that two sheets
were successfully joined in an elliptical region near the pin hole. Additionally, an increase in hardness could be
correlated with the microstructure
and tens ile s trength s c o u l d b e
explained by the failure mode.
3. The microstructural evolution of DP
steel joints during FSSW could be
explained by the peak temperature in
the thermal history.
4. In the elliptical region formed around
the pin hole, a large amount of Si, N
and O, which came from the Si 3 N 4
to o l a n d th e a t m osphe re , wa s
detected. These elements resulted in
the refinement of martensite during
cooling. The fine martensite, the con-
tamination of the tool material and
the dispersed oxide/nitride particles
re sulted in the high hardnes s of
martensite.
5. Using a coated Si3N4 tool and shielding gas effectively inhibited contamination and prevented an increase in
hardness in the elliptical region. Moreover, the joint strength of DPsteels,
particularly their CTS, improved by
tool coating and Ar shielding. Thus,
successful FSSW of DP steels can be
achieved by using a coated Si3N4 tool
with Ar shielding gas.
References
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➠ segue
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Sommario
Studio sulla saldatura Friction Stir a punti di lamiere in acciaio bifasico ad alta resistenza
Il processo Friction Stir Spot Welding (FSSW) - con utensile in materiale ceramico non rivestito - è stato impiegato nella
saldatura a punti di lamiere in acciaio IF ed in acciaio bifasico ad alta resistenza per applicazioni automobilistiche. Inoltre,
sono state effettuate prove di saldatura con utensile rivestito in nitruro di titanio e con protezione di argon, ottenendo
così giunti privi di difetti. La distribuzione e l’evoluzione microstrutturale del giunto, così come le caratteristiche di
resistenza meccanica sono state sistematicamente esaminate durante l’esecuzione della saldatura FSSW. Il giunto
presenta variazioni microstrutturali che potrebbero essere spiegate dalla trasformazione di fase dovuta ai differenti picchi
di temperature raggiunte durante la saldatura.Tuttavia, contaminazioni di ossigeno, silicio e di azoto, individuate in una
regione ellittica in prossimità del foro prodotto dell’utensile, hanno fortemente influito sull’evoluzione microstrutturale
del giunto, causando un aumento della durezza nella zona ellittica predetta. Utilizzando l’utensile rivestito ed il gas di
protezione, le problematiche precedentemente descritte sono state eliminate e la resistenza meccanica del giunto è
migliorata.
ESTRUSIONE - PRESSOCOLATA - FONDERIA - LAMINAZIONE - FINITURE - LAVORAZIONI MECCANICHE - SALDATURA - RICICLO
M
METEF
ET EF - FOUNDEQ
FO UND EQ
expo
ex p o numero
nume ro 1 nel mondo
mondo dei metalli
18 - 21 AAPRILE
PRIL E 2012
V E R O N A F I E R E
Due eventi un ggrande
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incontrarsi
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METEF.COM
FOUNDEQ.COM
IIS Didattica
La caratterizzazione
dei giunti saldati mediante
prove meccaniche
1 - Introduzione
Le p r o p r ie tà m e c c a ni c he sono un
insieme molto ampio che fa riferimento
ad uno spettro di prove meccaniche
altrettanto esteso; nell’ambito dei giunti
saldati, questa varietà permane, in linea
di principio, per quanto nello svolgimento di attività di produzione siano di
fatto utilizzate prove che potremmo
definire convenzionali. Con questa definizione e per gli scopi di questo articolo
possiamo considerare la resistenza meccanica (valutata di norma con prove di
trazione monoassiale), la duttilità (a sua
volta riconducibile alla stessa prova, con
riferimento a diversi parametri), la
durezza, la tenacità alla frattura (valutata
con la tradizionale prova di resilienza, a
meno di esigenze più puntuali).
Dal punto di vista delle modalità con cui
viene applicato il cosiddetto carico, è
possibile un’ulteriore distinzione che
distingua:
• prove a tensione definita
• prove a tensione non definita
ed ancora in:
• prove in cui il carico è applicato una
sola volta fino ad ottenere la rottura
od una prefissata deformazione (aperiodiche)
• prove in cui il carico è applicato in
maniera periodica secondo un certo
ciclo fino a rottura o fino ad una
deformazione prefissata (periodiche).
Le prove meccaniche più diffuse sono:
• aperiodiche (trazione monoassiale,
durezza, resilienza, scorrimento a
caldo);
• periodiche (o di fatica): flessione
rotante, flessione alterna, trazione compressione pulsanti.
a)
2 - Prova di trazione
2.1. Generalità
Nella prova a temperatura ambiente, in
generale, si possono distinguere tre fasi
successive (Fig. 1), come di seguito
descritto.
Periodo elastico
Durante tale periodo, applicando un
carico ad una provetta costituita da un
campione omogeneo d i a c c i a i o , si
osserva un allungamento progressivo,
sino a che il carico non supera un valore
critico detto carico al limite elastico:
fino a questo valore, scaricando la provetta, si riassorbe completamente l’allungamento. Il rapporto tra carico ed
allungamento specifico è noto come
modulo di Young ed è indicato con la
lettera E; esso è definito dalla relazione:
E=σ /ε
in cui:
σ = tensione
ε = allungamento
b)
Figura 1 - Relazioni tipiche tra tensione e deformazione nella prova di trazione monoassiale.
*
Redazione a cura della Divisione FOP - Formazione e Pubblicazioni Biblioteca - Manifestazioni - dell’Istituto Italiano della Saldatura Genova.
Figure 2a, 2b e 2c - Esempi di trazione monoassiale.
Periodo delle grandi deformazioni
Superato il limite elastico, le deformazioni crescono sempre più rapidamente
e s i g iu n g e a d una c ondi z i one i n
cui il metallo cede progressivamente,
mentre i carichi salgono molto lentamente.
A seconda del materiale può esservi un
passaggio graduale oppure un punto singolare (S), in corrispondenza del quale il
carico relativo prende il nome di carico
di snervamento.
A partire dal punto S si ha un aumento
del carico fino al punto M della curva.
Periodo della strizione
A partire dal punto M si verifica un fenomeno nuovo detto strizione, in seguito al
quale si ha una contrazione trasversale
della provetta localizzata in un breve
tratto fino ad arrivare alla rottura finale
(Figg. 2a, b, c).
È interessante notare che, nel corso
della deformazione plastica, i materiali
duttili acquistano valori di resistenza
meccanica e di durezza sempre maggiori
a seguito del fenomeno dell’incrudimento.
Ciò è dovuto al fatto che durante la
deformazione si generano nel metallo
nuove dislocazioni, la cui numerosità
aumenta con il procedere della deformazione plastica, con uno stato di mutua
interazione che rende necessarie forze
sempre maggiori per provocarne il
movimento.
L’incrudimento permane a temperatura
ambiente; per eliminarlo, si rende necessario un aumento di temperatura tale
che permetta al materiale di distendersi
(ossia, scaricare le tensioni elastiche
esistenti tra grano e grano) e/o ricristallizzarsi (ossia, formare nuovi grani che
eliminino le dislocazioni formatesi).
2.2. Risultati della prova
Dalla prova di trazione monoassiale
si ricavano le grandezze di seguito
descritte.
Limite elastico
È definito dalla relazione:
Re = Fe/ S0 (N/mm2)
dove:
• Fe = carico al limite elastico
• S0 = area della sezione trasversale iniziale
Poiché il valore reale del carico al limite
elastico F e si determina sperimentalmente con difficoltà, ai fini pratici (ad
esempio, per la determinazione delle
tensioni ammissibili in sede di dimensionamento dei componenti), si preferisce riferirsi al carico unitario di snervamento.
Carico unitario di snervamento
RS = FS/S0 (N/mm2)
dove:
• FS = carico di snervamento
• S 0 = area della sezione trasversale
iniziale
In alcuni casi, come per molti acciai da
costruzione, si può distinguere un carico
di snervamento superiore F SH ed un
carico di snervamento inferiore FSL, per
cui si preferisce fare riferimento - in
sostituzione di RS - al rapporto
RSL = FSL/S0 (N/mm2)
Nei materiali che non presentano uno
snervamento evidente (alcuni tipi di
acciaio, fra cui gli acciai inossidabili
austenitici, numerose leghe non ferrose)
al valore F S si sostituisce il valore F P
cioè il carico che provoca una deformazione permanente di entità prefissata
(tipicamente, lo 0.2% per gli acciai non
legati o bassolegati, 0.1% per gli acciai
inossidabili austenitici). Si parla, in
questo caso, di carico unitario di scostamento dalla proporzionalità.
Carico unitario di scostamento dalla
proporzionalità
RP(0.2) = FP(0.2)/S0
(nel caso si faccia riferimento ad una
deformazione permanente dello 0.2%).
Carico unitario di rottura
Rm = Fm/S0 (N/mm2)
dove F m rappresenta il carico massimo
registrato nella prova di trazione.
Il carico unitario di snervamento R S
oppure lo scostamento dalla proporzionalità R P(0.2) , divisi per un opportuno
coefficiente (stabilito dai codici applicati, tradizionalmente denominato coefficiente di sicurezza), forniscono il
valore della cosiddetta tensione ammissibile σam (espressa in N/mm2) utilizzata
in sede di dimensionamento dei componenti.
Allungamento a rottura
A = (Lf - L0)/ L0
dove Lf e L0 sono rispettivamente la lunghezza finale e quella iniziale della parte
centrale della provetta, misurata tra due
punti di riferimento (lunghezza di riferimento L0).
Per provette cilindriche, tale lunghezza
fra i riferimenti è, di norma, uguale a
cinque volte il diametro della barretta
(nel caso di provette rettangolari, invece,
si considera la lunghezza utile equivalente a 5.65 S½ dove S è l’area della
sezione trasversale della provetta);
in queste condizioni, l’allungamento è
indicato con A, A5 o A5D.
Nella maggior parte delle norme statunitensi, invece, la lunghezza tra i riferimenti è pari a 2”, con un diametro della
barretta cilindrica di 1/2”.
Detto allungamento è indicato, pertanto,
con A 4 ed il suo valore non può essere
comparato con assoluta precisione
all’allungamento A 5 usato nei paesi
europei.
L’allungamento è certamente un indice
della deformazione plastica che può
essere raggiunta prima della rottura,
quindi della duttilità del materiale.
Coefficiente di strizione
Una misura della duttilità largamente
usata è anche quella espressa come riduzione specifica della sezione trasversale,
nel punto di rottura. Essa è espressa
dalla relazione:
Z = (S0 - Sf)/ S0
dove: S 0 e S f sono le aree delle sezioni
iniziale e finale.
2.3. Prove di trazione su giunti saldati
In alcuni casi le prove di trazione sono
eseguite su materiali non omogenei: è il
caso della prova di trazione trasversale
su giunti saldati.
P e r le d iv e r si t à di c om posi z i one
chimica, modalità di raffreddamento,
microstruttura, la zona fusa ha spesso
caratteristiche meccaniche diverse dal
materiale base; esso, a sua volta, nella
zona termicamente alterata dal ciclo
termico di saldatura, ha caratteristiche
meccaniche ancora differenti.
In queste condizioni, durante le prove,
avvengono deformazioni ed incrudimenti diversi nelle diverse zone della
provetta di trazione, per cui appaiono
non più significativi alcuni dei parametri
caratteristici delle prove condotte su
provette omogenee: il limite elastico, il
carico di snervamento, l’allungamento a
rottura, la strizione.
Ad esempio, nella Figura 2b, (in cui
la prova è stata arrestata poco prima
della rottura) si osservano chiaramente
allungamenti e strizioni diversi nel
materiale base ai due lati della saldatura,
mentre quest’ultima appare quasi indeformata.
In definitiva, l’unico parametro significativo che si può ricavare da una prova
di trazione trasversale su giunti saldati è
il carico di rottura (unitamente all’informazione sull’ubicazione della rottura:
materiale base, zona termicamente alterata, zona fusa).
Le provette di trazione ricavate longitudinalmente al giunto saldato sono invece
costituite interamente dalla zona fusa
(Fig. 3) e possono essere considerate
praticamente omogenee. Da questa
prova si possono quindi ottenere tutti i
parametri sopra indicati; pertanto, essa
Figura 3 - Prova di trazione monoassiale longitudinale in saldatura.
risulta la più indicata per valutare le
caratteristiche del giunto saldato.
Particolarmente importante, specialmente nel caso in cui la provetta non sia
costituita da materiale omogeneo, è
infine la velocità con la quale il carico
viene applicato; essa deve essere sufficientemente bassa da permettere una
adeguata distribuzione delle deformazioni nei diversi punti della provetta.
Le modalità esecutive delle prove di trazione in saldatura sono descritte da normative afferenti rispettivamente alla
direzione trasversale ed a quella longitudinale: nel primo caso, si segnala la
norma U N I EN IS O 4 1 3 6 “ Pr o v e
distruttive sulle saldature di materiali
metallici - Prova di trazione trasversale”
(che ha sostituito la precedente UNI EN
895:1997 nel corso del 2011) e la norma
UNI EN ISO 5178 (che ha sostituito la
precedente UNI EN 876:1997 nel corso
del 2011).
Le macchine di prova (Fig. 4) presentano una grande varietà di soluzioni tecniche: senza entrare eccessivamente
nel dettaglio, si ricorda al lettore l’importanza di affidarsi ad un Laboratorio
in grado di fornire risultati affidabili, per
i quali si può fare ad esempio riferi-
Figura 4 - Esecuzione di una prova di trazione monoassiale.
mento ai requisiti previsti dalla norma
UNI CEI EN ISO/IEC 17025:2005
“Requisiti generali per la competenza
dei laboratori di prova e di taratura”.
(in kgf) e dalla durata (in s) per cui, ad
esempio, HB 5/750/20 rappresenta una
durezza misurata con sfera avente diametro 5 mm, carico 7355 N (750 kgf)
per il tempo di 20 secondi.
3 - Prova di durezza
3.1. Generalità
Le prove di durezza hanno rilievo tra le
altre prove meccaniche e sono particolarmente diffuse in quanto presentano
numerosi vantaggi: permettono indagini
estremamente puntuali, non distruggono
né alterano sensibilmente il pezzo su cui
vengono effettuate e consentono di
dedurre indirettamente altre fondamentali proprietà meccaniche.
Esistono molte definizioni di durezza:
fisicamente, la durezza può essere definita come la resistenza alla deformazione elasto - plastica; in pratica, è di
solito definita come la resistenza che un
materiale oppone alla penetrazione.
Nei metalli puri la durezza aumenta con
la coesione e la densità degli atomi.
Nelle leghe, la durezza aumenta con
l’incrudimento, l’entità delle tensioni
residue ed è funzione dello stato metallurgico di fornitura.
I metodi di prova più usati in campo
metallurgico sono basati sul principio
della resistenza che un materiale oppone
alla penetrazione: essi si differenziano
per la forma del penetratore e per le condizioni di prova.
3.2. Durezza Brinell
La prova di durezza Brinell, usata di
solito sul materiale base, si esegue utilizzando un penetratore (Fig. 5) costituito
da una sfera di acciaio temprato pressata
da un carico variabile nell’intervallo
Figura 6 - Schema della prova di durezza
Vickers.
3.3. Durezza Vickers
Il sistema più usato per il rilievo delle
durezze dei giunti saldati è il metodo
Vickers.
In questa prova si impiega un penetratore (Fig. 6) costituito da una piramide a
base quadrata con angolo al vertice di
136°.
La durezza Vickers si indica con HV ed
è espressa dal rapporto tra il carico
applicato F e l’area S dell’impronta,
attraverso la relazione:
Figura 5 - Schema della prova di durezza
Brinell.
500 ÷ 3000 kgf a seconda che si voglia
un’impronta più o meno localizzata.
Naturalmente, un materiale duro offrirà
una notevole resistenza alla penetrazione e l’impronta sarà proporzionalm e nt e piccola, mentre una grande
i m pronta s arà indice di una bas s a
durezza.
Il valore della durezza Brinell è dato dal
rapporto tra il carico F imposto al penetratore e l’area della superficie dell’impronta. Per indicare la durezza Brinell è
usato il simbolo HB; frequentemente,
nel caso di condizioni di prova diverse
dalle condizioni standard specificate
nella norma, tale
si m bolo deve
essere completato
dal diametro del
penetratore D (in
mm), dal carico F
HV = F/S (kgf/mm2)
esprimendo l’area S in funzione della
diagonale d, si ottiene: HV = 0,189 F/d2.
Quando le condizioni di prova sono
diverse da quelle standard, il simbolo
HV deve essere completato con dei
pedici indicanti le condizioni di prova:
ad esempio HV 30/5 rappresenta una
durezza misurata con carico di 294 N
(30 kgf) mantenuto per 5 secondi.
Il grande vantaggio del metodo Vickers
(pur usando un penetratore che esegue
impronte molto localizzate) consiste nel
fornire valori praticamente uguali al
valore HB.
Nel caso degli acciai da costruzione, sia
il valore HB sia il valore HV, sono pari a
Figura 7 - Misura delle diagonali di
un’impronta di durezza Vickers.
circa il triplo del valore del carico unitario di rottura (espresso in kgf/mm 2 o
MPa/10); gli acciai al carbonio spesso
usati nelle strutture saldate hanno, pertanto, HB = 130 ÷ 170.
Una volta eseguita la prova in sé si
procede alla misurazione delle diagonali
dell’impronta (Fig. 7), in base alle quali
- mediante semplici algoritmi applicati
manualmente o automaticamente - è
possibile risalire al valore numerico
della prova.
Dopo saldatura, si opera in genere una
caratterizzazione delle durezze su una
s e z io n e tr a s v e rsa l e de l gi unt o c ol
metodo Vickers: i valori di durezza in
zona termicamente alterata possono raggiungere valori di 200 ÷ 300 HV su
a c c ia i n o n lega t i ; i n c ondi z i oni di
tempra, tali valori possono anche superare i 350, raggiungendo talvolta anche i
500 HV.
P e r q u a n to r igua rda l e prove ne l l e
diverse zone della saldatura (zona fusa,
zona termicamente alterata, come ad
esempio riportato dallo schema di prelievo delle misure della Figura 8) si deve
osservare che, data la loro disomogeneità microstrutturale, più la prova è
effettuata in modo localizzato (con basso
carico, ad esempio HV5) più, da punto a
punto, si osservano differenze di valori.
Alla luce delle considerazioni espresse,
per una caratterizzazione dei giunti
saldati si è nel tempo affermato l’uso:
• di carichi sufficientemente elevati per
ottenere informazioni medie tra le
diverse microstrutture presenti (ad
esempio, HV30 oppure HV10);
• del valore medio di più impronte
adiacenti (ad esempio 3 impronte);
• di entrambi i metodi suddetti.
Talvolta, ad esempio per una precisa
caratterizzazione del giunto, si eseguono
file di durezze vicine assai localizzate
(con basso carico) per essere informati
delle variazioni delle proprietà della
zona investigata; i risultati sono spesso
espressi in forma grafica, attraverso i
cosiddetti profili di durezza (Fig. 9).
3.4. Durezza Rockwell
È un metodo assai diffuso (Fig. 10), particolarmente nei paesi anglosassoni, per
la semplicità di esecuzione e la facilità di
lettura.
Consiste nel far penetrare, in due tempi,
un penetratore di forma prestabilita e nel
misurare la penetrazione ottenuta.
Figura 8 - Schema prelievo delle durezze (esempio).
Figura 9 - Esempio di profilo di durezze HV0.1 (processo FSW, leghe di Al).
La durezza è, pertanto, espressa come
funzione della profondità di penetrazione, secondo diversi metodi (C, B,
ecc.); si usano, pertanto, i simboli HRB,
HRC.
I penetratori possono essere coni di diamante di apertura 120°: la durezza con
questo penetratore si indica con HRC.
Se si usa una sfera di acciaio temprato,
di dimensioni e durezza determinate, si
ottiene una durezza HRB.
Esistono apposite tabelle di conversione
tra i valori di HRB e HRC ed i valori di
HB ed HV.
Per quanto concerne le norme di riferimento, le norme UNI EN 1043-1:1997
“Prove distruttive di saldature su materiali metallici. Prova di durezza. Prova di
durezza su giunti saldati ad arco” ed UNI
EN 1043-2:1997 “Prove distruttive sulle
saldature di materiali metallici. Prova di
durezza. Prove di microdurezza su giunti
saldati” sono state recentemente sostituite dalle UNI EN ISO 9015-1:2011
“Prove distruttive sulle saldature
di materiali metallici - Prova di durezza Parte 1: Prova di durezza su giunti
saldati ad arco” e UNI EN ISO
9015-2:2011 “Prove distruttive sulle saldature di materiali metallici - Prova di
durezza - Parte 2: Prove di microdurezza
su giunti saldati”.
4 - Prova di piegamento
Oltre alla misura dell’allungamento o
della strizione, durante la prova di trazione, una valutazione della duttilità di
un materiale può provenire dalla prova
di piegamento.
In detta prova si usa una provetta di
sezione rettangolare, generalmente
appoggiata su due rulli (di diametro R)
posti a distanza L - valore legato allo
spessore a della barretta ed al diametro
D del mandrino: il carico è applicato al
centro da un mandrino (con diametro D
correlato allo spessore della provetta),
sino al raggiungimento di un prefissato
angolo di prova, misurato dopo la rimozione del carico per considerare il recupero della componente elastica della
deformazione (Fig. 11).
Di solito, quest’angolo è pari a 160° (il
valore 180° può presentare difficoltà di
rimozione della provetta dal dispositivo
di piegamento (1)), ma nel caso di materiali di duttilità limitata si prescrivono,
talvolta, anche angoli di piegamento
Figura 10 - Esempio di macchina per durezza Rockwell.
inferiori: 130° o anche 60°.
Nel caso di giunti saldati, la prova di
piegamento è largamente usata, ad
esempio in sede di messa a punto dei
processi o qualificazione del personale o
delle procedure di saldatura: oltre ad evidenziare eventuali mancanze di duttilità
in zona fusa od in zona termicamente
alterata (dovute, ad esempio, a grano
eccessivamente ingrossato, ossidazione
del materiale o presenza di strutture dure
e fragili) la prova risulta inoltre adatta al
rilievo di particolari discontinuità (incollature, piccole cricche) non facilmente
rilevabili con le prove non distruttive.
La prova viene in genere condotta su
provette ricavate trasversalmente al
Figura 11 - Schema di una prova di piegamento.
giunto; in particolare, si parla di prova di
piegamento:
• al dritto o al rovescio (Fig. 12), nel
caso in cui sia posta in trazione la
superficie esterna o il vertice di una
saldatura;
• laterale (Fig. 13), nel caso in cui si
ponga in trazione una sezione trasversale della saldatura. Questo caso è
particolarmente utile per evidenziare
difetti di fusione (ad esempio incollature).
(1) Questo valore dell’angolo di piegamento è
richiesto ad esempio dalle normative in vigore
relative alla qualificazione dei processi di
saldatura (UNI EN ISO 15614-1).
Figura 12 - Prova di piegamento al diritto o al rovescio in saldatura.
Figura 13 - Prova di piegamento laterale in saldatura.
Figura 14a - Prova di avvolgimento su rullo.
Figura 14b - Prove di piegamento guidato.
È da osservare che, date le possibili differenze esistenti da punto a punto del
giunto del limite elastico, della resistenza e della duttilità, può essere difficile ottenere piegamenti sufficientemente uniformi. Sono usate talvolta, ad
esempio per le leghe di alluminio, particolari modalità di prova come l’avvolgimento su rullo (Fig. 14a) oppure il piegamento guidato - Guided Bend Test come prevedono alcune normative,
particolarmente quelle a m e r i c a n e
(Fig. 14b), che corrisponde a una specie
di stampaggio o formatura della barretta
entro uno stampo.
È implicito che i risultati delle prove
guidate possono, in certi casi, non corrispondere a quelli delle altre prove di piegamento, per cui è necessario tenere
conto di ciò nelle prescrizioni del diametro del mandrino e dell’angolo di prova.
Per evitare questi inconvenienti, quando
siano sensibili le disuniformità del limite
elastico e della duttilità fra ZF, ZTA e
materiale base (ad esempio nel caso di
materiali d’apporto eterogenei al materiale base) si usano le prove di piegamento longitudinali al giunto (Fig. 15).
Le prove di piegamento longitudinali
possono essere al dritto od al rovescio;
molto più raramente, per scopi di studio,
laterali.
I risultati della prova - a parte rare eccezioni - sono valutati in genere in base a
criteri qualitativi, per cui non si accettano imperfezioni visibili sulle fibre tese
della provetta ad occhio nudo o con
debole ingrandimento; un esempio di
risultato certamente accettabile è riportato nella successiva Figura 16.
Anche in questo caso, a livello europeo,
la norma in vigore sino a poco tempo fa
(UNI EN 910:1997 “Prove distruttive
sulle saldature di materiali metallici.
Prove di piegamento”) è stata recentemente sostituta (dalla UNI EN ISO
5173:2010 “Prove distruttive sulle saldature di materiali metallici - Prove di
piegamento, in particolare”).
4.1. Prova di resilienza
Mentre le prove di trazione, durezza e
piegamento sono prove statiche, nelle
quali il carico è applicato con sufficiente
lentezza, le prove di resilienza sono aperiodiche a carattere dinamico: il carico è
applicato per urto con velocità prefissata, in genere piuttosto elevata. Le
prove sono effettuate su provette inta-
Figura 15 - Prova di piegamento longitudinale.
gliate, per ottenere una misura della
tenacità alla frattura del materiale.
La prova è eseguita con un’attrezzatura,
di larghissima diffusione, detta pendolo
di Charpy, rappresentato nella Figura 17;
un pendolo costituito da una massa m
nota, generalmente di 30 kg, è lasciato
cadere da una prefissata altezza di
caduta H, in modo da colpire con un coltello opportunamente sagomato la provetta, posta su due appoggi e intagliata
al centro.
Il pendolo raggiunge nel punto più basso
della propria traiettoria una ben determinata energia cinetica (corrispondente ad
m*g*H); ne consuma una parte per
rompere la provetta e l’energia rimanente ne consente la risalita (ad un’altezza H’): misurando quest’ultima, si
ottiene l’energia utilizzata per rompere
la provetta:
J = (m*g*H) - (m*g*H’) = m*g*(H - H’)
Si deve osservare che le apparecchiature
specificate nelle norme europee sono
Figura 16 - Provette dopo prova di
piegamento (Zr 702).
leggermente differenti in qualche particolare da quelle specificate nelle norme
americane ASTM. Ciò può comportare,
in qualche caso, leggere differenze nei
valori ottenuti.
Le provette per la prova di resilienza
Charpy possono differire per il tipo d’intaglio.
È sempre più generalizzato l’uso delle
provette con intaglio a V profondo
2 mm, angolo 45° e raggio del fondo
intaglio pari a 0.25 mm (Fig. 18), ma per
alcune applicazioni si usano ancora gli
intagli ad U larghi 2 mm con vertice
semicircolare di raggio pari ad 1 mm.
Per le prove di resilienza su laminati,
l’intaglio deve essere eseguito perpendicolarmente alla
supe rficie
e
si de ve curare
che l’asse della
provetta sia preleva t o parallelamente alla direz i one
di
laminazione (resilienza longitudinale) o
trasversalmente ad essa (resilienza trasversale).
Data l’orientazione preferenziale dei
grani e la disposizione delle impurezze, i
valori ottenuti utilizzando una provetta
longitudinale sono di norma più elevati,
talvolta anche doppi, di quelli ottenuti
con una trasversale: pertanto, risulta
molto importante la precisazione della
direzione di prelievo.
Nel caso delle prove di resilienza sui
giunti saldati, prelevate di solito trasversalmente al giunto, analogamente a
quanto eseguito sui materiali laminati,
l’intaglio è praticato perpendicolarmente
ad una superficie di riferimento; a
seconda della sua posizione, esso può
trovarsi in zona fusa ed in una o più parti
della zona termicamente a l t e r a t a
(Fig. 19).
Risulta pertanto di estrema importanza,
in quest’ultimo caso, per valutare i risultati delle prove, conoscere l’orientazione
dei laminati che costituiscono il giunto
per sapere se l’orientazione delle provette trasversali al giunto corrisponde,
nella zona termicamente alterata, alle
provette longitudinali o trasversali del
materiale base; spesso - per verifica o
confronto - si eseguono prove sul materiale base inalterato.
Figura 17 - Prova di resilienza.
Figura 18 - Provetta di resilienza Charpy con intaglio a V.
Figura 19 - Prelievo di provette in zona fusa e ZTA.
Nelle prove di resilienza è rilevata
l’energia assorbita nella frattura (Joule)
ed è talvolta messa in relazione con la
sezione resistente (sezione totale meno
l’intaglio) della provetta (Joule/cm2); il
comportamento tenace o fragile, peral-
tro, è evidenziato dall’aspetto della
superficie di rottura.
I materiali tenaci presentano, infatti, una
deformazione della sezione e l’aspetto
della frattura si presenta prevalentemente opaco e fibroso con una ridotta
porzione, nella zona centrale, di aspetto
cristallino.
Al contrario, i materiali fragili (Fig. 20)
mostrano una trascurabile deformazione
della sezione trasversale della provetta;
nella zona di rottura s i o sse r v a u n
aspetto cristallino e lucente.
Pertanto, nella valutazione della prova,
oltre all’energia assoluta (o all’energia
specifica J/mm 2 , riferita alla sezione
della provetta) si definisce anche la percentuale di aspetto fragile della frattura(2).
Le prove di resilienza sono usate, essenzialmente, in relazione al pericolo
di rottura fragile nelle costruzioni metalliche.
Come già accennato, vi sono vari modi
per rappresentare i risultati della prova,
in funzione dei parametri considerati e
misurati nel corso della prova stessa; in
s intes i, cons iderando l ’ e n e rg i a d i
rottura, la superficie di rottura duttile
delle superfici in percentuale rispetto
all’area di rottura complessiva e la strizione delle provette è possibile una triplice rappresentazione, come quella
riportata nella successiva Figura 21, in
funzione della temperatura di prova.
Per quanto questo argomento non sia
strettamente afferente agli scopi dell’articolo, giova osservare ai lettori meno
esperti che i materiali metallici hanno
una resilienza fortemente correlata con
la microstruttura cristallina, con l’analisi
chimica, con lo stato metallurgico di fornitura ed appunto con la temperatura di
prova; a titolo di esempio, si confrontino
i comportamenti indicati nella successiva Figura 22 per diverse percentuali di
elementi di lega caratteristici di un
acciaio.
La norma di riferimen t o UNI E N
875:1997 “Prove distruttive sulle saldature di materiali metallici. Prove di resilienza. Posizione della provetta, orientazione dell’intaglio ed esame” è stata
sostituita dalla UNI EN ISO 9016:2011
“Prove distruttive sulle saldature di
materiali metallici - Prove di resilienza Posizione della provetta, orientazione
dell’intaglio ed esame”.
(2) Per certe applicazioni particolari, specialmente
nella normativa americana, anziché valutare la
percentuale di aspetto fragile si prescrive la
misura della "strizione" (o contrazione) a fondo
intaglio, espresso in mils, cioè millesimi di pollice
(corrispondenti a circa = 25.4 µm).
Figura 20 - Superficie di rottura di una provetta con modesta deformazione lungo l’asse
dell’intaglio.
Figura 21 - Risultati della prova di resilienza in funzione della temperatura di prova.
5 - Proprietà ad elevata
temperatura
5.1. Generalità
L’influenza della temperatura sulle
caratteristiche meccaniche, ed in particolare resistenza e duttilità determinate
dalla prova di trazione, è facilmente
intuibile: l’energia termica si traduce in
un aumento della velocità di diffusione e
della mobilità atomica.
Di conseguenza, all’aumentare della
temperatura, diminuisce il limite elastico
(o lo snervamento) in quanto la deformabilità aumenta e le deformazioni permanenti compaiono prima.
Aumentando la temperatura, aumenta la
capacità del materiale a distendersi ed a
ricristallizzare; di conseguenza nelle
prove di trazione a caldo si ha una diminuita capacità del materiale ad incrudirsi
per cui le deformazioni avvengono in
maniera continua, con il solo ostacolo
della coesione dei piani cristallini.
Osse rv ando il comportamento dei
metalli alla prova di trazione a temperatura ambiente, o a temperature non
troppo elevate, si constata come le
deformazioni plastiche dei metalli sottoposti a tensioni poco superiori al limite
elastico dipendano solo dal carico applicato: esse rimangono costanti per tutto il
tempo in cui il carico applicato e si mantengono al cessare dell’applicazione.
Con tensioni più elevate si osserva un
fenomeno di deformazione crescente nel
tempo che viene chiamato scorrimento
viscoso (creep): il materiale si comporta
infatti come se fosse viscoso e continua
a deformarsi anche con carichi applicati
costanti.
Questo fenomeno risulta fortemente
influenzato sia dalla temperatura che dal
livello di tensione: negli acciai, esso si
manifesta a temperatura ambiente solo
in prossimità del carico di rottura mentre
per le leghe di alluminio, per esempio, si
manifesta con carichi non molto superiori a quello di snervamento.
A temperature sufficientemente elevate,
per effetto di un carico applicato anche
inferiore al limite di snervamento,
possono avvenire deformazioni plastiche e continuare anche senza ulteriore
incremento del carico: detto fenomeno,
per cui la provetta continua ad allungarsi
fino a rottura a carico costante, è chiamato scorrimento a caldo.
Se si riportano in un diagramma gli
allungamenti percentuali registrati ad
intervalli successivi si notano tre stadi
ben distinti (Fig. 23), oltre ad una deformazione istantanea iniziale.
Il primo tratto di curva è caratterizzato
da una fase iniziale di allungamento
molto veloce detto scorrimento primario, mentre il secondo (detto scorrimento
secondario) presenta una fase piuttosto
lunga in cui la deformazione procede a
velocità costante. Infine durante l’ultimo
tratto (detto scorrimento terziario) l’allungamento percentuale cresce sempre
più rapidamente nel tempo finché il
provino arriva a rottura.
Le velocità di scorrimento a caldo sono
maggiori nei materiali a grano fine in
quanto i bordi dei grani sono coinvolti
nel processo. Da una parte, infatti, le
zone del bordo intervengono nello scorrimento, in conseguenza della loro
minore densità atomica; dall’altra, esse
costituiscono zone di attrazione per le
dislocazioni che vengono allontanate e
perdono la loro funzione di freno allo
scorrimento dei piani atomici. Pertanto,
ad alta temperatura i bordi dei grani
hanno una influenza negativa mentre a
temperatura più bassa contribuiscono ad
una buona resistenza meccanica.
Si può, pertanto, affermare che per temperature sufficientemente elevate, a
seconda dei materiali, la comune prova
di trazione monoassiale non rivesta più
grande significato mentre acquistano
particolare importanza le prove di snervamento a caldo e di scorrimento; per
esse la durata di prova e la velocità di
incremento del carico acquistano moltissimo valore (ovviamente, la resistenza
allo scorrimento diminuisce all’aumentare della temperatura).
5.2. Classificazione delle prove a caldo
Le prove meccaniche a caldo si dividono
in:
• rapide: sono quelle di durezza, snervamento e resistenza a rottura; esse
sono molto simili a quelle eseguite a
temperatura ambiente, solo che si
es eguono con forne t t i a p p l i c a t i
attorno al provino che lo mantengono
alla temperatura di prova;
• di lunga durata: sono essenzialmente
quelle di scorrimento a caldo, trattate
nel punto successivo.
Per il servizio al di sopra di una certa
temperatura sono utili solamente le
prove di scorrimento a caldo.
Figura 22 - Variazione della curva di transizione di tenacità con l’analisi chimica di un acciaio.
Figura 23 - Andamento deformazione - tempo in regime di scorrimento viscoso a caldo (creep).
5.3. Prova di scorrimento a caldo
La provetta (Fig. 24), di solito di forma
cilindrica, è collegata con estensimetri
destinati alla misurazione della lunghezza tra i riferimenti, circondata da un
fornetto. Raggiunta la temperatura di
prova desiderata, la provetta viene sollecitata gradualmente; nella curva tempo scorrimento si possono distinguere i tre
diversi stadi di scorrimento:
• primario: la velocità di deformazione
decresce
• s econdario: la velo c i t à r i m a n e
costante
• terziario: la velocità comincia a crescere
indicati al punto 5.1..
Al crescere della temperatura di prova si
passa gradualmente dallo stadio primario fino a quello terziario. Per le determinazioni dei carichi unitari di lunga
durata, si deve rimanere, di regola, nello
stadio primario o secondario.
Nelle prove di scorrimento a caldo
assume particolare importanza il tempo
necessario per raggiungere la rottura o
Figura 24 - Provetta di trazione per prova di scorrimento viscoso a caldo (acciaio al carbonio,
temperatura di prova 400 °C).
Figura 25 - Macchine di trazione per prova di scorrimento viscoso a caldo (creep).
una determinata deformazione plastica.
Si parla, quindi, di carico unitario di
rottura in t ore a T °C (ad esempio,
σ R/100.000/550°C) o di limite di scorrimento
percentuale (ad esempio 1%) in t ore a
T °C (ad esempio, σ 1/100.000/550°C). Questi
parametri sono presi come riferimento
per la determinazione della tensione
ammissibile durante il dimensionamento, nel caso di servizio ad alta temperatura in regime di s co r r i m e n t o
viscoso.
Le provette cilindriche possono essere
considerate omogenee se costituite da
solo materiale base o da materiale d’apporto. Per provette ricavate trasversalmente ad un giunto saldato, quindi eterogenee, hanno significato i valori di
rottura e non quelli di snervamento.
Dato il lunghissimo tempo di prova
(100.000 ore corrispondono a 12 anni)
necessario per l’ottenimento di valori
attendibili, talvolta sono eseguite prove
di durata inferiore (10.000 ore corrispondono a circa 14 mesi), estrapolando
con opportuni metodi i risultati ottenuti,
anche se i valori così ottenuti presentano
incertezze.
La prova è indubbiamente delicata
e deve essere condotta garantendo
un’adeguata significatività dei risultati;
nei laboratori di prova (Fig. 25) sono
quindi spesso presenti batterie di macchine che operano in parallelo su diversi
campioni.
Pubblicazioni IIS
Corso per Tecnici Specialisti in Saldatura
Quest’opera, in un unico volume, riprende, aggiorna e ristruttura radicalmente
il ben noto “Corso per Tecnici Specialisti in Saldatura” che nel 1995 sostituì la
vecchia edizione del “Corso Celere di Saldatura”, la cui prima stesura fu preparata
dall’Istituto Italiano della Saldatura più di trent’anni fa.
Il volume è il risultato di una completa ed approfondita opera di aggiornamento,
avente, tra l’altro, l’obiettivo di attualizzare i riferimenti normativi alla luce della
grande evoluzione, tecnologica e organizzativa, che ha notevolmente interessato il
mondo delle costruzioni saldate.
In particolare, il testo, oltre a rappresentare un riferimento completo, ma di non difficile accessibilità, per quanti si avvicinino per la prima volta alle problematiche
della saldatura, è anche un valido supporto didattico per la qualificazione di tre
importanti Figure Professionali: International Welding Specialist (IWS), International Welding Inspector - Comprehensive (IWI-C) ed International Welding Inspector
- Standard (IWI-S).
In questo volume sono trattati, dopo un’introduzione generale, i principali problemi
di saldabilità delle leghe metalliche (ferrose e non ferrose), i principi fondamentali
dei processi di saldatura tradizionali, di quelli ad energia concentrata e speciali, la
saldatura a resistenza, la brasatura ed il taglio termico. Infine ampio spazio è dedicato al controllo del processo di fabbricazione mediante saldatura.
Si tenga presente che i contenuti del presente testo, per un’efficace azione didattica
finalizzata ad una qualificazione professionale, devono essere vantaggiosamente
integrati dalle lezioni, dimostrazioni ed esercitazioni, svolte dagli Istruttori dell’Istituto, i soli in grado di trasferire l’insieme delle esperienze teoriche e pratiche dell’IIS, derivanti dalla sua continua attività, su base internazionale, di ricerca, normazione e assistenza tecnica all’industria.
Indice:
Settore PBM
Maura Rodella
Lungobisagno Istria, 15
16141 GENOVA
Tel. 010 8341385
Fax 010 8367780
Email: [email protected]
www.weldinglibrary.com
www.iis.it
1.
Struttura e proprietà meccaniche dei metalli
2.
Termologia della saldatura
3.
Leghe ferro carbonio: gli acciai
4.
Struttura e difettologia del giunto saldato
5.
Saldatura degli acciai al carbonio-manganese e ad alta resistenza bonificati
6.
Saldatura degli acciai basso-legati al cromo-molibdeno ed al nichel
7.
Saldatura degli acciai legati inossidabili
8.
La saldatura dei materiali non ferrosi
9.
Preparazione dei lembi
10. Processo di saldatura alla fiamma ossiacetilenica
11. Arco elettrico e generatori di saldatura
12. Saldatura manuale ad arco con elettrodi rivestiti
13. Generalità sui processi di saldatura ad arco sommerso e filo continuo
14. Processo di saldatura ad arco sommerso
15. Processo di saldatura a filo continuo con e senza protezione di gas
16. Processo di saldatura ad elettrodo infusibile in protezione di gas inerte
17. Saldatura ad energia concentrata: arco plasma, fascio elettronico e laser
18. Saldatura elettrica a resistenza
19. Altri processi di saldatura
20. Taglio termico dei metalli
21. Brasatura forte
22. Controllo del processo di fabbricazione mediante saldatura
Appendice A. Saldatura delle ghise.
2010, 514 pagine, Codice: 101002, Prezzo: € 100,00
Soci IIS - Membri IIS Club, Prezzo: € 80,00
Scienza
e
Tecnica
“Retrofitting Engineering for Fatigue Damaged Steel
Structures”: dal Giappone un riferimento importante per le
attività di riparazione dei danneggiamenti da fatica dei ponti
metallici
Nel corso della 64ª edizione dell’Annual
Assembly dell’IIW (International Institute of Welding), tenutasi a Chennay dal
17 al 22 Luglio 2011, molti sono stati gli
argomenti interessanti presentati e
discussi nelle 16 Commissioni Tecniche.
L a C o m m is s ione X III - F at i gue of
Welded Components and Structures - è
stata, come sempre, una tra le più attive
e partecipate, vista la presenza di ricercatori e professori di fama mondiale
impegnati da anni nello studio di tutti gli
aspetti inerenti il comportamento a
fatica dei giunti saldati.
Tra i documenti presentati, riteniamo
possa essere utile ed interessante illustrare il lavoro svolto dal Prof. Chitoshi
Miki del Tokyo Institute of Technology.
Il documento “Retrofitting Engineering
for Fatigue Damaged Steel Structures”
(Doc. IIW-XIII-2284r1-09 Version 2011,
per chi ha accesso alla banca dati dell’IIW) è stato redatto ed implementato
nel corso degli ultimi tre - quattro anni
ed è una sorta di casistica completa ed
esaustiva (154 pagine, nell’ultima revisione pressoché definitiva) di metodi di
analisi e riparazione di rotture per fatica
avvenute in grandi ponti metallici stra-
dali e ferroviari principalmente in Giappone e negli USA.
Il Capitolo 1, introduttivo, fornisce un
esempio di procedura per la manutenzione delle strutture metalliche ed illustra l’approccio utilizzato per la valutazione dei fenomeni di fatica.
I Capitoli 3, 4, 5 e 6 descrivono ed analizzano casi reali, affrontati e risolti,
classificandoli in base alle principali
cause di danneggiamento per fatica: la
presenza di difetti nelle saldature conseguenti alle fasi di prefabbricazione e
montaggio, la scelta di dettagli strutturali aventi bassa resistenza alla fatica,
la presenza di tensioni e deformazioni
nei giunti non adeguatamente considerate in fase di progetto, l’incidenza di
sollecitazioni sulla struttura non adeguatamente considerate (ad esempio le
vibrazioni provocate dal vento).
Tutti gli esempi di riparazione e rinforzo
delle strutture che vengono messi in
atto per eliminare i danneggiamenti
a fatica si basano sostanzialmente su
due principi: l’eliminazione o la sostanziale riduzione delle cause che hanno
portato al danneggiamento delle strutture, oppure l’incremento della resistenza a fatica dei dettagli strutturali
deboli.
Tra gli esempi, evidenziamo quello
riportato nel Capitolo 4.2: la riparazione di una cricca da fatica avvenuta
nell’anima di una trave in corrispondenza di un piatto di collegamento delle
aste di controvento orizzontali. In questo
caso, la riparazione è stata eseguita realizzando fori d’arresto alle estremità del
difetto e rinforzando la zona ammalorata mediante piccoli coprigiunti bullonati (Figg. 1-2).
Figura 1
Scienza e Tecnica
Figura 2
In merito ai danneggiamenti a fatica di
ponti a piastra ortotropa, il Capitolo 5.6
del documento del Prof. Miki illustra
una ampia casistica di cricche che
possono manifestarsi in corrispondenza
degli elementi strutturali principali che
si collegano al deck: le canaline longitudinali di irrigidimento ed i diaframmi
trasversali (Fig. 3).
Interessante, in particolare, le considerazioni relative al giunto a parziale
penetrazione che unisce longitudinalmente le canaline trapezoidali al deck;
tale giunto, per il quale si accetta solita-
Figura 3
Figura 5
mente una mancanza di penetrazione
non superiore a 2 mm, evidentemente
rappresenta un dettaglio debole, vista
l’inevitabile presenza di un intaglio
strutturale al vertice del giunto stesso
(Fig. 4).
Anche le saldature di unione delle canaline longitudinali ai diaframmi trasversali rappresentano, da sempre, un dettaglio strutturale soggetto a rotture a
fatica, rotture che possono propagarsi
sia nel diaframma sia nelle pareti delle
canaline (Fig. 5).
Anche in questi casi, dopo l’accurata
analisi dei difetti, viene illustrata l’attività di rinforzo e riparazione degli elementi strutturali danneggiati.
Trattando dei difetti riconducibili agli
effetti delle vibrazioni indotte dal vento,
è interessante quanto riportato nel Capitolo 6.3: si parte dalla descrizione dei
difetti individuati su un ponte ad arco ad
elementi rigidi (Fig. 6), per estendere
l’esame dei dettagli strutturali a ponti
strallati e sospesi.
Molto interessanti, all’interno del
docum ento in es am e, s on o a n c h e i
Capitoli 7 e 8, il primo tratta dello
studio dei difetti di fatica mediante frattografia e microscopia (Fig. 7), mentre
il secondo analizza i vari metodi di
controllo non distruttivo delle saldature
(magnetoscopia, ultrasuoni, radiografia, ecc.) e valuta la loro a p p l i c a bilità nel caso di ricerca dei difetti di
fatica.
Completano il documento il Capitolo 9,
che tratta di esperimenti e misurazioni
effettuate in campo, mediante strain
gauges, per valutare la bontà delle considerazioni progettuali in merito alle
sollecitazioni a fatica, ed il Capitolo 10
Figura 4
Scienza e Tecnica
Figura 6
Figura 7
Figura 8
che affronta il problema dell’impiego di
acciai di recente produzione (pertanto
con caratteristiche chimiche e meccaniche note e garantite) per eseguire rinforzi strutturali su ponti realizzati decine
di anni addietro, spesso impiegando
materiali differenti per tipo e qualità
rispetto a quelli attualmente in commercio (Fig. 8).
Volutamente abbiamo lasciato per
ultimo il Capitolo 2. Per chi legge per la
prima volta il documento del Prof. Miki,
in tale Capitolo vi è una gradita ed utilissima sorpresa: viene presentato il
“Database of Repair Cases”, vale a dire
un ampia raccolta di casi reali di retrofitting, raccolti descritti e dettagliati in
modo chiaro e completo.
Dott. Ing. Stefano Botta
IIS SERVICE
IIS News
Resoconto della riunione del
Comitato Direttivo dell’IIS
del 29 Settembre 2011
Presiede la riunione il Presidente dell'Istituto Italiano della Saldatura - Ente
Morale, Dott. Ing. Ferruccio Bressani,
che, constatato il numero legale dei presenti, inizia i lavori alle ore 10:30.
Vie n e c h ia m a t o a v e rbal i zzare , i n
qualità di Segretario della riunione, il
Dott. Ing. Mauro Scasso, Segretario
Generale dell’Istituto Italiano della Saldatura - Ente Morale.
Viene introdotto il punto dell'O.d.G.:
Approvazione dell'Ordine del Giorno. Il
Comitato Direttivo approva all’unanimità l’O.d.G. Il Presidente passa quindi
al punto dell'O.d.G.: Approvazione del
verbale della seduta precedente, tenutasi il 16 Giugno 2011. Il verbale, già
inviato ai membri del Comitato Direttivo, non è oggetto di osservazioni e,
pertanto, viene approvato all’unanimità.
Il Presidente affronta, dunque, il punto
dell’O.d.G.: Aspetti attinenti l’organizzazione dell’Istituto Italiano della Saldatura e del Gruppo IIS. Scasso introd u c e b re v e me nt e l ’argome nt o,
ricordando che il progetto di riorganizzazione avviato all’inizio del 2011, ha
già raggiunto molti degli obbiettivi propostisi. A seguire, MIXURA, la Società
di consulenza che ha affiancato l’Istituto
in questo percorso, espone i risultati
ottenuti ad oggi, sopratutto (ma non
solo) con riferimento alle mappe strutturali della Balance Scorecard, rendendo
evidente fra l’altro la “mission” cultu-
rale dell’Istituto Italiano della Saldatura - Ente Morale, nella sua espressione essenziale, nonché le vocazioni più
industriali di IIS Service, di IIS Cert e
de l la Sez ione oper ativa dell’Ente
Morale medesimo, pur nel contesto controllato, in termini di indirizzi, previsto
dalle regole di partizione.
Al termine della presentazione, il Comitato Direttivo esprime la sua condivisione circa lo scenario descritto.
Scasso introduce poi il “Regolamento
per nomina, responsabilità, compiti e
f unz ionam ento degli O r gani di
Governo” (Rev.15/10/2011), inviato preventivamente per considerazione ai
Membri del Comitato Direttivo, precisando che il documento ha natura di
indirizzo ed interviene a precisazione e
non a modifica delle norme statutarie.
Dopo esame e adeguata discussione, il
Comitato Direttivo approva il documento all’unanimità, senza alcuna
modifica, per presentazione al Consiglio
Generale.
Il Pres idente affronta il punto
dell’O.d.G.: Andamento dell’Istituto Italiano della Saldatura - Ente Morale.
Scasso presenta la situazione economica, con riferimento al 30 Giugno
2011, rispettivamente dell’Istituto Italiano della Saldatura - Ente Morale, di
IIS Service e di IIS Cert, nonché la situazione aggregata di gruppo. Dall’esposizione emerge un scenario positivo per
IIS Service, IIS Cert e per il gruppo,
tutte le entità superando, in termini di
risultato prima delle imposte, gli obbiettivi di budget, a seguito soprattutto di
una appezzabile riduzione di costi. Per
quanto concerne l’Istituto Italiano della
Saldatura - Ente Morale, i risultati (pur
non insoddisfacenti) sono risultati parzialmente penalizzati, pur nella chiarezza dei criteri adottati, dalle difficoltà
di carattere contabile incontrate nelle
operazioni di ribaltamento dei costi
indivisi. Scasso fornisce infine informazioni: sulla liquidità di gruppo, risultata
soddisfacente (anche a confronto con
quella degli esercizi precedenti) nonostante le note difficoltà di accesso al
credito bancario delle imprese; sulla
situazione creditizia di gruppo che,
nonostante la liquidità soddisfacente,
mostra comunque una tendenza al peggioramento; sul numero e la distribuzione, con riferimento alla scolarità, dei
dipendenti in organico la cui configurazione è rimasta praticamente inalterata
rispetto a quella dell’esercizio precedente.
Il Comitato Direttivo prende atto della
situazione presentata.
Il Pres idente introdu c e i l p u n t o
dell’O.d.G.: Attività del Champion per
la sicurezza. Valente informa il Comitato
Direttivo circa le azioni intraprese e da
intraprendere ai fini dell’ottimizzazione
del Servizio Prevenzione e Protezione
del gruppo IIS, nel contesto dell’avvenuta partizione. Il Comitato Direttivo
prende atto. Il Presidente affronta il
punto dell’O.d.G.: Ratifica delle nuove
associazioni e presa d’atto dei Soci
dimissionari. Scasso presenta al Comitato Direttivo la situazione aggiornata
delle associazioni all'Istituto riferendo
che, nel per iodo dal 1 5 / 6 / 2 0 11 a l
28/9/2011, è pervenuta una richiesta di
IIS News
associazione a Socio individuale e le
dimissioni di due Soci individuali. Il
Comitato Direttivo all'unanimità decide
di accogliere le richieste.
Il Presidente passa al punto dell’O.d.G.:
Definizioni delle quote sociali per
l’anno 2012. Scasso propone una omogeneizzazione a 140 € delle quote associative riguardanti i Soci individuali,
che si configurano attualmente nel modo
seguente: 100 €, per gli studenti; 120 €
per i residenti in Italia; 180 €, per i residenti all’estero. Il Comitato Direttivo
approva la proposta all’unanimità, per
presentazione al Consiglio Generale.
I l Pre s id e n te int roduc e i l punt o
dell’O.d.G.: Manifestazioni e Pubblicazioni. Scasso presenta il calendario
delle manifestazioni tecniche organizzate dall’Istituto, con cadenza mensile,
fino al dicembre 2012 (in numero di 15),
nonché il programma di partecipazione
alle principali fiere, nazionali ed internazionali, nei settori d’interesse, fino al
maggio 2013 (ancora in numero di 15).
Viene infine commentata la situazione
relativa alle pubblicazioni che contempla 56 volumi a catalogo.
Il Comitato Direttivo prende atto con
soddisfazione della qualità e quantità
della produzione realizzata in quest’area essenziale, ribadendo la referenza irrinunciabile dei valori culturali
che costituiscono il fondamento dell’Istituto medesimo.
Il Presidente passa infine al punto
dell’O.d.G.: Varie ed eventuali. Scasso
illustra brevemente i principali “media”
di comunicazione utilizzati dall’Istituto,
in particolare: la Rivista Italiana della
Saldatura (prestigioso strumento di
divulgazione culturale), la Web TV (di
prossimo ulteriore sviluppo), Saldatura
Flash (che raggiunge attualmente
28.000 lettori), la Fiera Virtuale di Saldatura (in fase di ristrutturazione). A
seguito del rilevante successo della
prima Edizione delle “Olimpiadi del
Saldatore “ (a cui seguirà nel 2012 la
seconda Edizione), è risultato conveniente istituire il “Club dei Saldatori
IIS”, che sta raccogliendo un significativo numero di adesioni, convogliando,
in prospettiva, la qualificazione dei saldatori medesimi verso l’Istituto. Scasso
infine ricorda che la settima Edizione
delle Giornate Nazionali di Saldatura
(GNS7) è prevista il 24 e 25 Maggio
2013, come ormai d’uso presso il Centro
Congressi, nel Porto Antico, a Genova.
Il Comitato Direttivo prende atto con
soddisfazione.
Non essendoci ulteriori argomenti da
trattare, il Presidente ringrazia i presenti e chiude la riunione alle ore 13:00.
Resoconto della riunione del
Consiglio Generale dell’IIS
del 5 Ottobre 2011
Presiede la riunione il Presidente Dott.
Ing. Ferruccio Bressani che, constatata
l a pre senz a del num ero legale dei
Membri, saluta i presenti ed apre i
lavori alle ore 10.30. Il Presidente incarica il Segretario Generale Dott. Ing.
Mauro Scasso di redigere il verbale
della riunione.
Si inizia col il punto dell’O.d.G.: Approvazione dell’Ordine del Giorno. Il Consiglio Generale approva all’unanimità
l’O.d.G..
Il Presidente passa quindi al punto
dell’O.d.G.: Approvazione del verbale
della seduta precedente. Il Verbale della
riunione del 24 Maggio 2011, inviato ai
Consiglieri a mezzo posta nei termini
statutari, viene approvato all'unanimità,
in quanto non sono pervenute osservazioni e non ne vengono formulate dai
presenti.
Il Presidente affronta, dunque, il punto
dell’O.d.G.: Aspetti attinenti l’organizzazione dell’Istituto Italiano della Saldatura e del Gruppo IIS. Scasso introduc e brevem ente l’argom ento,
ricordando che il progetto di riorganizzazione avviato all’inizio del 2011, ha
già raggiunto molti degli obbiettivi propostisi.
A seguire, Mixura, la Società di consulenza che ha affiancato l’Istituto in
questo percorso, espone i risultati ottenuti ad oggi, soprattutto (ma non solo)
con riferimento alle mappe strutturali
della Balance Scorecard, rendendo evidente fra l’altro la “mission” culturale
dell’Istituto Italiano della Saldatura Ente Morale, nella sua espressione
essenziale, nonché le vocazioni più industriali di IIS Service, di IIS Cert e della
Sezione operativa dell’Ente Morale
medesimo, pur nel contesto controllato,
in termini di indirizzi, previsto dalle
regole di partizione.
Al termine della presentazione, il Consiglio Generale esprime la sua condivisione circa lo scenario emerso dalla presentazione.
Scasso introduce il “Regolamento per
nomina, responsabilità, compiti e funzionamento degli Organi di Governo”
(Rev.15/10/2011), precisando che il
documento ha natura di indirizzo ed
interviene a precisazione e non a modifica delle norme statutarie.
Il Consiglio Generale approva il documento all’unanimità.
I l P re s i d e n t e a f f ro n t a i l p u n t o
dell’O.d.G.: Andamento dell’Istituto
Italiano della Saldatura - Ente Morale.
Scasso presenta la situazione economica, con riferimento al 30 Giugno
2011, rispettivamente dell’Istituto Italiano della Saldatura - Ente Morale, di
IIS Service e di IIS Cert, nonché la
situazione aggregata di gruppo. Dall’esposizione emerge uno scenario positivo per IIS Service, IIS Cert e per il
gruppo; tutte le entità superando, in
termini di risultato prima delle imposte,
gli obbiettivi di budget, a seguito
soprattutto di una apprezzabile riduzione di costi.
Per quanto concerne l’Istituto Italiano
della Saldatura - Ente Morale, i risultati
(pur non insoddisfacenti, presentando
un utile prima delle tasse non insignificante) sono risultati parzialmente penalizzati, pur nella chiarezza dei criteri
adottati, dalle difficoltà di carattere
contabile incontrate nelle operazioni di
ribaltamento dei costi indivisi. Scasso
fornisce inoltre informazioni: sulla
liquidità di gruppo, risultata soddisfacente (anche a confronto con quella
degli esercizi precedenti) nonostante le
note difficoltà di accesso al credito bancario delle imprese; sulla situazione
creditizia di gruppo che, nonostante la
liquidità soddisfacente, mostra comunque una tendenza al peggioramento; sul
numero e la distribuzione, con riferimento alla scolarità, dei dipendenti in
o rg a n i c o l a c u i c o n f i g u r a z i o n e è
rimasta praticamente inalterata rispetto
alla quella dell’esercizio precedente.
Il Consiglio Generale prende atto della
situazione presentata.
Si passa quindi al punto dell’O.d.G.:
Cooptazione di nuovi Membri nel Consiglio Generale. Scasso, in conformità al
mandato dell’Assemblea dell’Istituto,
riunitasi presso la Sede dell’Istituto
medesimo, il 28 Aprile 2011, propone,
dopo breve presentazione, la cooptazione nel Consiglio Generale, in attesa
di ratifica dell’Assemblea stessa, dei
Signori:
IIS News
• FUGAZZI Antonio,
• MINETTO Graziella,
• LAURO Alberto,
• LEZZI Franco.
Le ragioni della cooptazione risiedendo
nell’opportunità di una presenza, nella
compagine del Consiglio Generale, di
a lc u n e c o m pone nt i i nt rodot t e ne l
sistema operativo dell’Istituto, a fianco
dei rappresentanti delle altre componenti interessate all’attività istituzionale
dell’Istituto medesimo.
Il Consiglio Generale approva all’unanimità.
Il Presidente passa al punto dell’O.d.G.:
Definizioni delle quote sociali per
l’anno 2012. Scasso propone, a parziale
rettifica della decisione precedente, una
omogeneizzazione a 140 € delle quote
associative riguardanti i Soci individuali, che si configurano attualmente
n e l m o d o s e gue nt e : 100 €, pe r gl i
studenti; 120 € per i residenti in Italia;
180 € , per i residenti all’estero.
Il Consiglio Generale approva la proposta all’unanimità.
Il Pres idente introduce il punto
dell’O.d.G: Manifestazioni e Pubblicazioni. Scasso presenta il calendario
delle manifestazioni tecniche organizzate dall’Istituto, con cadenza mensile,
fino al dicembre 2012 (in numero di 15),
nonché il programma di partecipazione
alle principali fiere, nazionali ed internazionali, nei settori d’interesse, fino al
maggio 2013 (ancora in numero di 15).
Viene infine commentata la situazione
relativa alle pubblicazioni che, oggi,
contempla 56 volumi a catalogo.
Il Consiglio Generale prende atto con
soddisfazione della qualità e quantità
della produzione realizzata in quest’area essenziale, ribadendo la referenza irrinunciabile dei valori culturali
che costituiscono il fondamento dell’Istituto medesimo.
Il Presidente passa infine al punto
dell’O.d.G: Varie ed eventuali. Scasso
illustra brevemente i principali “media”
di comunicazione utilizzati dall’Istituto,
in particolare: la Rivista Italiana della
Saldatura (prestigioso strumento di
divulgazione culturale), la Web TV (di
prossima implementazione), Saldatura
Flash (che raggiunge attualmente
28.000 lettori), la Fiera Virtuale di Saldatura (in fase di ristrutturazione).
A seguito del rilevante successo della
prima Edizione delle “Olimpiadi del
Saldatore” (a cui seguirà nel 2012 la
seconda edizione), è risultato conveniente istituire il “Club dei Saldatori
IIS”, che sta raccogliendo un significativo numero di adesioni, convogliando,
in prospettiva, la qualificazione dei saldatori medesimi verso l’Istituto.
Scasso ricorda infine che la settima Edizione delle Giornate Nazionali di Saldatura (GNS7) sono state organizzate,
com e d’us o, a G enova , i l 2 4 e 2 5
Maggio 2013, presso il Centro Congressi, nel Porto Antico. Il Consiglio
Generale prende atto con soddisfazione.
Non essendovi altri argomenti da trattare né richieste d'intervento, il Presidente ringrazia i presenti e chiude la
riunione alle ore 12:30.
L’esperto
risponde
Con quale tecnica è possibile controllare
la saldatura quand’essa è ricoperta dal
ciclo di verniciatura previsto? Come
poter individuare in queste condizioni,
la modalità di saldatura (manuale, automatico)?
(Biagio Nocerino - Napoli)
Per eseguire correttamente un controllo
non distruttivo completo delle saldature
occorre senz’altro rimuovere le pitture
presenti. Un normale ciclo anticorrosivo
di pitturazione è generalmente composto
da due / tre strati di pittura con spessori
totali che possono variare da 150 a 350
micron.
Per quanto riguarda il controllo visivo
delle saldature, tali spessori possono
certamente coprire gravi difetti (ad
esempio cricche affioranti) ma anche
mascherare difetti di forma e profilo dei
giunti oltre che rendere meno evidenti
eventuali incisioni marginali.
D’altra parte i controlli superficiali
generalmente adottati (magnetoscopia e
liquidi penetranti) non sono compatibili
con la presenza di strati di pittura. Per
quanto riguarda la magnetoscopia,
occorre precisare che la EN ISO 17638
(Annex A.1) consente l’esecuzione del
controllo con spessori di pittura non
superiori a 50 micron; oltre tale spessore, la norma specifica che la sensibilità dell’esame diminuisce e che occorre
dimostrare l’attendibilità del controllo.
Il controllo ultrasonoro di eventuali
giunti a completa penetrazione potrebbe
e s s e re s v o lto anc he i n pre se nza di
pittura (con una scelta corretta delle
sonde da impiegare), ma occorre verificare la sensibilità d’esame ed è necessario che, nelle zone di scansione della
sonda, le pitture siano sempre aderenti
al materiale base.
Il metodo radiografico (giunti testa a
testa a completa penetrazione) è applicabile.
Veniamo al secondo quesito, cioè se sia
possibile risalire al processo di saldatura impiegato per la realizzazione di un
giunto.
Il linea generale, un buon ispettore è
senz’altro in grado di riconoscere,
mediante solo controllo visivo, se una
saldatura sia stata eseguita ad elettrodo,
a filo continuo, a TIG o ad arco sommerso, e molto spesso è anche possibile
risalire alla posizione adottata durante
la saldatura (in piano, in verticale
ascendente, ecc.). Come già precisato,
tuttavia, il controllo visivo deve essere
eseguito su saldature prive di rivestimenti superficiali.
Dott. Ing. Stefano Botta - IIS SERVICE
Il Coordinatore di Saldatura in sede
3834+DM deve essere un profilo professionale qualificato? EWT, ITW?
(Piero Pelotti - Pieve di Cento, BO)
Il Coordinatore di saldatura secondo la
EN ISO 3834 “Requisiti di qualità per la
saldatura per fusione dei materiali
metallici” e il T.U. sulle costruzioni
D.M. 14 Gennaio 2008 deve garantire
criteri di competenza conformi alla EN
ISO 14731 “Coordinamento delle attività di saldatura - Compiti e responsabilità “ la quale richiama, in Appendice, le
figure professionali dell’Istituto Internazionale delle Saldatura (IIW) e della
Federazione Europea della Saldatura
(EWF) International Welding Engineer
(IWE), International Welding Technologist (IWT) ecc. che rappresentano uno
dei riferimenti possibili per dimostrare
la conformità ai requisiti richiesti dalla
EN ISO 3834 e quindi anche al D.M.
sulle costruzioni.
Dott. Ing. Stefano Morra - IIS CERT
L’uso di lenti a contatto durante la saldatura può comportare dei rischi per la
vista?
(Luca Greco - Rieti, RI)
La “questione” della possibile pericolosità dell’uso delle lenti a contatto in saldatura non è nuova, per gli addetti ai
lavori: tra gli anni ’70 e gli anni ’80
infatti, si diffusero voci invero poco controllate secondo le quali tale pratica
potesse portare addirittura alla cecità,
con rischi di asportazione della cornea,
all’atto della rimozione delle lenti stesse
dai bulbi oculari.
In quegli stessi anni, tuttavia, si poté
verificare come le fonti reali di tali
notizie fossero assolutamente non documentate, per quanto le notizie stesse
siano talvolta arrivate ad alcuni organi
di informazione (meglio, in questo caso:
di disinformazione). Una volta arrivate
in azienda, tali voci crearono rapidamente preoccupazione presso saldatori
ed operatori, portando alcune aziende,
se non altro per evitare le complicanze
di eventuali azioni sindacali, a vietare
addirittura l’uso delle lenti a contatto
per i saldatori.
Dal punto di vista scientifico, numerose
furono già allora le autorevoli smentite
di oculisti e contattologi: si segnala, a
titolo di esempio ed in forma non esaustiva, l’articolo apparso nel lontano
1983, il 21 Settembre, su “Corriere
medico”.
Tuttavia, come accade purtroppo in casi
come questo, gli allarmi - per quanto
L’esperto risponde
infondati - faticano a scomparire e
quando lo fanno, ciò accade con velocità molto più lenta rispetto a quella
con cui l’allarme stesso è stato procurato.
Nel corso dello stesso 1983 la OSHA
(Occupational Safety and Health Administration) riportò i pareri della American Academy of Oftalmology, della
American Optometric Association, della
Contact Lens Association of Oftalmologists e della National Society to Prevent
Blindness, le quali escludevano, con
motivazioni varie, che fenomeni come
quelli riportati potessero manifestarsi.
Nella stessa comunità scientifica nazionale, Chappino ed altri (1983, 74:
pagine 257-259) su “Medicina del
Lavoro” riportarono le esperienze condotte dalla Società Italiana Oculisti
A p p lic a to r i d i Le nt i a Cont at t o
(SIOALC), che escludeva rischi addizionali per i portatori di lenti, qualora
esposti a radiazioni elettromagnetiche di
varia intensità e qualità, qualora le procedure di prevenzione e protezione
f o s s e ro re g o la rme nt e ri spe t t at e .
Secondo alcuni ricercatori svedesi, tra
l’altro, il possibile essiccamento tra
cornea e lente potrebbe portare al più a
locali casi di disepitelizzazione, classificato come evento traumatico dalle conseguenze marginali, i cui effetti sparisc o n o in te m p i bre v i , se nza al c un
intervento terapeutico.
Successivamente, anche presso l’Istituto
di Clinica Oculistica dell’Università di
Genova diretto dal Prof. Zingirian
furono condotte (Rolando, Saccà e
Calabria) numerose esperienze, in
questo caso su occhi di conigli, su cui
era stata applicata una lente a contatto
idrofila (morbida): tali esperienze - poi
presentate durante il Congresso di
Oftalmologia Sociale di Sorrento nel
Maggio del 1984 - misero in luce risultati del tutto analoghi tra i casi di esposizione con e senza lenti, a parità di altre
condizioni.
L’argomento, pochi mesi dopo, fu infine
oggetto di ulteriori valutazioni da parte
della Commission VIII dell’IIW “Health
and safety in welding”, la quale riassunse le proprie attività nel documento
VIII-1298-85 - Contact lens use in industry, le cui conclusioni - in perfetta analogia a quelle sopra descritte - sono a
disposizione presso l’IIS di chiunque ne
facesse richiesta.
In conclusione, a favore del nostro
Lettore, si può concludere senza dubbio
e su basi scientificamente dimostrate,
che l’impiego di lenti a contatto durante
la saldatura ad arco non comporta
rischi diversi rispetto a coloro che non
le indossino, a condizione che siano
rispettate le procedure di prevenzione e
protezione previste, con particolare riferimento all’uso dei previsti Dispositivi
di Protezione Individuali (DPI).
Dott. Ing. Michele Murgia - IIS
Ringraziando per l’iniziativa concessa a
noi lettori, sono a richiedere di poter
trattare ciò che riguarda il mondo della
qualifica dei saldatori in ambito ASME
IX. Nello specifico credo sia necessario
un c hiarimento s ui termini di
scadenza/rinnovo del certificato di un
saldatore. Mentre la normativa europea
esplicita la validità del documento per 2
anni, l’ASME IX non lo esplicita. Non
sono pertanto evidenti e chiare le modal i t à per mantenere valide le WP Q
ASME. Le voci di corridoio che s i
sentono sono che il certificato ASME
non scade MAI, oppure che è sufficiente
una semplice autocertificazione per prolungare la qualifica. Credo che un chiarimento su questo tema sia doveroso per
fare chiarezza su questo aspetto in cui
l’Azienda può essere fuorviata da una
consulenza “non corretta” basata su un
risparmio dovuto al NON rinnovo della
qualifica negli anni a venire, facendo
certificazione personale secondo un
codice es. ASME IX, anche se l’azienda
cos truis ce prodotti di car p e n t e r i a
(settore non ASME).
(Alessandro Pecorari - Rubiera RE)
Come è noto la Sez. IX del Codice ASME
contiene le prescrizioni tecniche per la
qualifica delle procedure e degli operatori che devono però tener conto di
quanto indicato nella Sezione dei codici
riguardanti lo specifico componente a
pressione in esame. È opportuno precis are che l’ASME IX, s alv o d i v e rsi
accordi contrattuali, non è applicabile
ai componenti strutturali diversi da
quelli previsti dai codici ASME/API.
Per quanto riguarda la validità e la scadenza delle qualifiche dei saldatori e
degli operatori di saldatura, occorre far
riferimento al QW 322.1 dell’ASME IX
che prevede il decadimento della qualifica solo per interruzione dell’attività
per un periodo superiore a sei mesi
“QW 322.1(a)” e/o per scarsi risultati
qualitativi durante la produzione “QW
322.1(b)”.
È quindi implicitamente richiesto una
idonea organizzazione al Fabbricante
che deve garantire anche la corretta
registrazione delle condizioni di cui ai
QW suddetti.
Inoltre devono essere rispettate le limitazioni della Sezione del Codice applicabile (vedi p.e. UW 29 ed in particolare
quanto riportato al UW 29 punto 2(d)
nel cas o dei recipienti pro g e t t a t i
secondo ASME VIII Div. 1).
In conclusione il mantenimento della
validità delle qualifiche dei saldatori e
degli operatori secondo ASME IX è
legata ad una sorveglianza continua
(dell’attività e dei risultati) che deve
essere effettuata da parte dell’azienda
ed opportunamente documentata.
Ricordiamo infine che il Codice ASME
richiede la stessa organizzazione al
Fabbricante anche per il rilascio iniziale delle stesse qualifiche.
Antonio Pandolfo - IIS CERT
Dalle
Associazioni
Cambiamento e innovazione
secondo i produttori delle
apparecchiature e dei consumabili
Per fare il punto dell’anno 2011 che sta
p e r te r m in a re e guardare al 2012,
vediamo di divedere l’analisi in tre parti
M ERC ATO - COMUNICA ZIONE ASSOCIAZIONE.
Il Mercato ci porta immediatamente ad
analizzare la situazione economica e
finanziaria. In un momento come l’attuale, di fronte ad almeno 3-5 anni molto
difficili, è indispensabile guardare al
futuro. Non usiamo la sfera di cristallo
ma possiamo tenere in evidenza alcuni
elementi:
• I diversi soggetti economici che convivono nella filiera del nostro settore
• L’orientamento delle strategie d’impresa
• Le trasformazioni negli assetti delle
industrie e aziende che operano nel
settore
• La dinamica della domanda interna
che sarà molto compressa.
Alcune risposte, ascoltando il mercato e
le nostre aziende associate, possiamo
darle:
• Le aziende cercheranno di allargare
il contatto modificando il percorso di
filiera per arrivare ai vari tipi di
utenza
• L’utente finale avrà una nuova categoria, oltre alle canoniche B2C e
B2B si aggiungerà l’artigiano
• Si dovrà tener conto delle nuove tecnologie sui rapporti commerciali
• Le m icroim pres e ar tigiane e le
medio/piccole imprese, che caratteriz z ano l’econom ia naz ionale
avranno delle modificazioni
• Come si muoverà la distribuzione,
dalla GDS al ferramenta, è difficile
prevederlo.
La tecnologia e l’evoluzione normativa
prevedono già il percorso dei prossimi
3-5 anni. Non vogliamo entrare nell’analisi delle scelte tecnologiche e produttive delle aziende del nostro settore
perché significherebbe probabilmente
e nt r are nelle aree r is er vate delle
aziende. Riservate perché sicuramente
l’applicazione di nuove tecnologie
costruttive, le situazioni finanziarie, il
cambiamento della domanda e l’allargamento delle aree sono il segreto di
ogni azienda.
Possiamo però analizzare il mercato che
ci riguarda per l’anno 2011 e le percezioni che hanno le aziende associate ad
ANASTA. Il risultato delle rilevazioni
statistiche ANASTA del mercato nazionale della Saldatura e Taglio nel 3° trimestre 2011 mette in evidenza luci ed
ombre.
Le quantità di prodotti consumabili per
saldatura vendute in Italia nei primi 9
mesi dell’anno sono diminuite del 2% a
confronto dello stesso periodo del 2010.
Se analizziamo il terzo trimestre a confronto dello stesso periodo del 2010 le
ombre superano le luci con un risultato
negativo di consumi in quantità del 10%.
Il segno negativo peggiore è quello degli
elettrodi rivestiti (-15%), che caratterizz ano una lavor az ione t i p i c a me n t e
manuale. Se per gli elettrodi l’intermediazione dei rivenditori può avere
influenzato il risultato riducendo al
minimo le scorte, per i fili MIG MAG la
filiera per arrivare all’utilizzatore è
mista e comunque le scorte di magazzino non influiscono.
Il risultato del primo semestre 2011,
- 7,3% in quantità e + 4,5% in valore.
È prevedibile che anche nel terzo trimestre 2011 ci siano ancora 12 punti di differenza tra quantità e valore, ma esclusivamente dovuto agli aumenti dei costi
delle materie prime quali acciaio, minerali ecc.. Aumenti che spesso, a causa
della continua variabilità, non si riescono a riportare sul mercato per le evoluzioni del mercato di cui abbiamo
parlato prima.
La percezione per i prossimi sei mesi,
delle aziende associate ad ANASTA che
Dalle Associazioni
producono prodotti consumabili per saldatura, sono negative.
Le vendite in valore sul mercato nazionale delle macchine per la saldatura ad
arco, si mantengono sostanzialmente
stabili (-2%) con le variazioni che ritroviamo nelle quantità dei prodotti di
consumo.
Il breve periodo analizzato, che si riduce
a due mesi di lavoro, non permette di
fare delle analisi delle vendite di “Automazione Saldatura e Taglio”. Si può
concludere che gli investimenti produttivi sia di macchine da taglio che di
robot e automazione saldatura in genere
danno segnali di ripresa dopo periodi
molto negativi.
Dunque, se per il primo semestre 2011
abbiamo affermato che in ambito nazionale il settore ha ripreso il proprio andamento controllato e positivo dopo la
caduta dell’anno 2009 nei confronti del
2008 (-37%) e il rimbalzo nel 2010
(+7,2% sul 2009), in questo ultimo
periodo dell’anno il nostro settore evidenzia previsioni prevalentemente negative.
La Comunicazione di ANASTA nell’anno
2011 ha utilizzato come mezzo l’evento
SALDAT Forum nella sua seconda edizio n e , c h e s i è sv ol t a i l 14 ot t obr
e
scorso.
Il tema che avevamo posto a tutti gli
attori coinvolti era:
• “Promuovere l’industria della Saldatura e Taglio, Tecnologia, Sicurezza,
Qualità, Efficienza e Innovazione”.
Le aziende produttrici, le associazioni,
l’Istituto Italiano Saldatura e le riviste
avevano risposto al meglio agli argomenti del tema per la parte di loro competenza.
Le aziende produttrici si sono presentate
con stand come punto di incontro che
evidenziava le loro caratterizzazioni ed
hanno poi prodotto delle relazioni
tecnico-commerciali che hanno fatto
avvicinare il variegato pubblico ad
argomenti tecnici con presentazioni
chiare per capire le applicazioni.
Nell’area “meeting-point” le associazioni ACAI , ANIMA, ASSOFERMET e
FNDI hanno accolto i visitatori illustrando le loro attività ed organizzazioni. L’ISTITUTO ITALIANO DELLA
SALDATURA, con i propri esperti di
“IIS CERT”, ha potuto rendere comprensibili alcuni argomenti normativi
durante i momenti di formazione.
ANASTA ha chiesto la collaborazione
dei componenti delle proprie Commissioni Tecniche, per illustrare le norme
tecniche del settore e fornire suggerimenti per ogni Gruppo Professionale.
Un’anteprima molto apprezzata è stata
la distribuzione di un volantino preparato dal 1° Gruppo Professionale relativamente alle raccomandazioni per la
“ Manutenz ione delle attre zza t u re
ossigas”. Il documento è stato redatto il
collaborazione con l’associazione francese Symop e verrà diffuso da tutte le
associazioni europee aderenti ad EWA
(European Welding Association).
Le presentazioni fatte dalle Associazioni
di categoria ACAI, ANIMA, ASSOFERMET, FNDI hanno coperto tutta la
filiera della Saldatura e Taglio dalla
produzione, alla distribuzione nelle
varie forme, all’utilizzatore specializzato ad alta qualificazione.
Tutto questo è il risultato positivo dell’evento, oltre ad es s ere st a t o u n
momento di incontro tra operatori del
settore Saldatura e Taglio.
Dalle Associazioni
Non hanno risposto in modo soddisfacente i visitatori utilizzatori e distributori.
Le motivazioni vanno cercate nel difficile momento economico nazionale, ma
anche nell’affollamento di eventi dedicati ai settori interessati ed anche specializzati nella Saldatura e Taglio.
È mancato lo spirito corporativo del
mestiere ed è prevalso quello della
singola azienda.
L’ANASTA evolve ma non cambia
Abbiamo parlato prima di evoluzioni
nelle varie aree di vario tipo, anche l’associazionismo deve adeguarsi. Deve
fare “sinergie e sistema”.
Per aumentare la capacità di analisi del
mercato ed il peso del settore Saldatura
e Taglio, dal 2012 l’ANASTA diventerà
una associazione aderente ad ANIMA,
storica e potente federazione di categoria del mondo della meccanica italiana.
Le az iende as s ociate ad ANASTA
potranno così usufruire di servizi che le
supportino per l’export ed a valorizzare
l’attività tecnica di normazione.
Ad ANIMA aderiscono la maggioranza e
le più importanti associazioni delle
aziende utilizzatrici della Saldatura e
Taglio.
Ora tocca ad ANASTA fare sistema e
coinvolgere le aziende associate. Nel
2011 l’abbiamo fatto in SALDAT Forum,
nel 2012 lo faremo anche con uno studio
per definire la filiera economica e logistica dei prodotti per Saldatura e Taglio.
È stato già definito per l’anno 2012 un
programma comune di formazione della
distribuzione con ASSOSIC, l’associazione dei dispositivi di protezione individuale.
Oltre il 50% del prodotto “Saldatura e
Taglio” passa per la distribuzione; la
formazione dell’addetto alle vendite al
banco è fondamentale per garantire la
sicurezza di prodotti al cui scopo sono
stati studiati e prodotti.
Un ruolo importante l’ha già avuto il
r appor to di ANASTA c o n l ’ “A re a
Tecnica” di ANIMA, che ci permette di
intervenire a livello di autorità locale ed
europea per la definizione dell’applicazione del regolamento REACH e l’evoluzione della Direttiva EMF.
Il responsabile della “internazionalizzazione” di ANIMA è stato coinvolto per
organizzare la partecipazione delle
aziende del nostro settore ad eventi e
fiere all’estero soprattutto extra CE.
U na pr im a ipotes i è l o “S T A N D
ITALIA” alla fiera di ESSEN del Settembre 2013.
Oltre al peso della “piccola” saldatura,
l’ingresso in ANIMA porterà a sinergie
organizzative e logistiche che permetteranno un non trascurabile vantaggio
economico.
Giuseppe Maccarini
Presidente ANASTA
Normativa
Tecnica
Commissione Saldature dell’UNI
Sottocommissione Mista Saldature / Uniplast
“Saldatura delle materie plastiche - SMP”
Si è svolta a Genova, il 27 Settembre 2011,
una riunione della Sottocommissione
mista Commissione Saldature dell’UNI /
UNIPLAST “Saldatura delle materie
plastiche - SMP” presieduta dal Dott.
Ing. Franco Lezzi dell’IIS.
D o p o la r itual e approv azi one de l
verbale della seduta precedente, alla
Sottocommissione è stato presentato un
documento contenente una proposta per
la qualifica del procedimento di saldatura di sistemi di tubazioni in polietilene
per il trasporto e distribuzione di gas
combustibili, acqua ed altri fluidi in
pressione preparata da un gruppo ad
hoc coordinato dal Sig. Pierpaolo Frassine.
Al termine della presentazione, pur ritenendo il lavoro svolto di alto livello
tecnico, è stato avviato un ampio dibattito tra i membri sulla opportunità di
proporre al mercato dei sistemi di tubazione in pressione di polietilene una
simile norma.
Viste le divergenti posizioni manifestate,
il Presidente ha invitato i Membri presenti ad esprimere singolarmente la
propria posizione in merito.
Al termine della consultazione la Sottocommissione ha deciso di fare intraprendere al documento l’iter per la pubblicazione come Specificazione Tecnica.
Il Presidente ha quindi introdotto il
punto successivo all’O.d.G. riguardante
l’esame delle osservazioni pervenute in
fase di inchiesta pubblica sui progetti
di revisione delle norme UNI 10521 e
UNI 10761 dopodiché, per motivi personali, ha abbandonato la seduta cedendo
la conduzione della riunione a Gianluigi
Moroni dell’ UNIPLAST.
Prima di esaminare in dettaglio le suddette osservazioni, su iniziativa di alcuni
Membri, è stata aperta una discussione
sull’opportunità di mantenere o meno
l’inserimento, effettuato al punto 4.2
de l la propos ta di revis ione della
UNI 10521, del riferimento alla norma
ISO 12176-2 come alternativa alla
UNI 10566.
A conclusione dell’ampio dibattito, non
risultando possibile una soluzione condivisa, è stato deciso di effettuare una
inchiesta, via mail, tra tutti i Membri
SMP fornendo loro le motivazioni pro e
contro tale inserimento e chiedendo di
esprimersi in proposito entro la fine di
Ottobre.
Moroni ha quindi invitato i Membri
all’esame delle osservazioni pervenute
in fase di inchiesta pubblica. Dopo
ampio ed approfondito dibattito sui
rilievi effettuati sulle due revisioni di
norma, UNI 10521 e UNI 10761, sono
state concordate le risposte da fornire
agli autori delle osservazioni, che
saranno anche inviate all’ UNI, nel più
breve tempo possibile.
Moroni, quindi, nella sua veste di Segretario Tecnico del WG 16 “Welding of
thermoplastics” del CEN TC 249 “Plastics”, ha fornito un dettagliato resoconto sull’attività in corso comprendente tra l’altro la proposizione al CEN
di nuovi Work Item sul coordinatore di
saldatura e sulla qualificazione della
procedura di saldatura sulla base delle
corrispettive norme e proposte italiane e
la revisione delle norme EN 12814-3,
EN 14728, EN 13100 parti 1 e 2.
In ultimo Moroni ha informato della
volontà dell’ Ing. Murgia di recedere dal
ruolo di Coordinatore del WG.
La prossima riunione della Sottocomm is s ione è s tata fis s at a p e r i l 2 4
Gennaio 2012.
Geom. Sergio Giorgi
Segretario Commissione
Saldature dell'UNI
Dalle
Aziende
Nuovi consumabili di alta
precisione per taglio inclinato e
robotizzato a basso amperaggio
Thermal Dynamics ha il piacere di
a n n u n c ia re i l l anc i o di una nuov a
gamma di consumabili che offrono
migliore qualità di taglio per applicazioni robotizzate e di taglio inclinato a
basso amperaggio.
Sono state annunciate due nuove serie di
consumabili per taglio inclinato a 15 e
30 ampere con i quali ottenere risultati
straordinari su materiali molto sottili a
basse velocità di taglio, da usare con
generatore di alta precisione Ultra-Cut
e torcia robotizzata per taglio al plasma
XTR.
Se la torcia è montata su un supporto
porta torcia a molla, la qualità di taglio
è confrontabile con i risultati ottenuti
con taglio laser.
La qualità di taglio su materiali sottili
può essere ancora migliorata se si usa
Automatic Gas Console, la tecnologia
avanzata di Thermal Dynamics per la
gestione del gas. I più recenti profili di
gestione del gas riducono il tempo
necessario a eliminare il gas di preflusso
una volta iniziato il taglio, riducendo la
necessità di eccessivi preliminari e
migliorando la qualità di taglio nei tagli
di corta durata.
Thermal Dynamics è in attività da oltre
cinquant’anni, e offre una gamma compl eta di s is tem i di taglio all’arco
plasma, dagli apparecchi portatili
monofase per le applicazioni fai da te ai
più sofisticati sistemi di taglio al plasma
ad alta velocità per le lavorazioni di alta
precisione.
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Nasce Trafimet Distribution
Trafimet, marchio italiano presente sul
mercato industriale da oltre 30 anni,
annuncia la nuova fusione Trafimet SpA
e Ferro Srl dando vita alla Trafimet
Distribution!
Il Gruppo Trafimet si presenta a livello
internazionale con filiali e partner locali
che promuovono le sue tre fondamentali
linee di business, gli OEM, i professioni-
sti della saldatura e del taglio plasma, in
cui opera Trafimet PRO e oggi la TRAFIMET DISTRIBUTION.
Trafimet Distribution nasce nel 2012 ed
è una divisione del Gruppo che segue il
mercato della Distribuzione Industriale,
la fusione delle due aziende è sinonimo
di G ar anz ia, in quanto h a sa p u t o
cogliere il m eglio delle d u e re a l t à
ponendos i ver s o il m e rc a t o c o me
azienda giovane, dinamica, flessibile, e
con una marcata esperienza nel settore.
Promuovere il Made in Italy, in quanto
azienda produttrice, è un altro degli
obiettivi, pur non dimenticando mai il
giusto livello Qualità / Prezzo.
La nuova divisione si presenta con una
gamma di prodotti completa, caratterizzata dai migliori marchi presenti nel
mercato: Sacit, Ferro e ovviamente Trafimet, accessori per la saldatura e per la
protezione individuale, serie completa di
torce e ricambi TIG, MIG e PLASMA
Trafimet.
La Mission di Trafimet Distribution è
chiara: essere un partner vicino e affidabile ai suoi clienti della Rivendita, che
ogni giorno si spendono per aiutare la
professionalità di tutti gli operatori nella
saldatura, dallo specialista al semplice
hobbista, che comunque ha il piacere e
la necessità di eseguire un lavoro ben
fatto con un prodotto di alta qualità ed
un servizio di altissimo livello.
L’evento è stato ufficializzato alla rete
vendita in occasione del meeting agenti
l’1 e il 2 Dicembre 2011.
Dalle Aziende
L’annuncio è stato colto molto positivamente, tanto da garantire un successo
assicurato.
Trafimet Distribution è oggi rappresentata dal Responsabile Commerciale
Italia Signor Giovanni Ferro, Responsabile Programmazione e Sviluppo Signor
Oscar Ferro, Responsabile Opertativo e
Clienti Direzionali Signor Federico
Gazzola, Direttore Commerciale Signor
Massimo Corò e dall’Amministratore
Delegato del Gruppo Ing. Attilio Imi, più
tutta la struttura operativa di Trafimet
SpA.
TRAFIMET DISTRIBUTION
Via Del Lavoro, 8
36020 Castegnero (VICENZA) Italy
Tel. +39 0444 739800
Fax +39 0444 739899
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Saldatura dell’alluminio:
qualità ed esperienza
ESAB è il maggior produttore al mondo
di fili in alluminio per saldatura, guida
lo sviluppo di fili MIG e barrette TIG di
grande qualità e rendimento ed offre la
gamma più completa di prodotti. Con
ESAB, gli utilizzatori possono contare
su un supporto ineguagliabile fornito da
un produttore di materiali e impianti per
saldatura con esperienza globale dei
processi e delle applicazioni e presente
capillarmente in tutto il mondo.
Per saldare l’alluminio con successo
occorre innanzitutto scegliere il miglior
materiale d’apporto disponibile, per
ottenere saldature che superino l’esame
ai Raggi-X e per evitare irregolarità di
alimentazione del filo, causa di costosi
difetti.
Alla ESAB, la produzione inizia con la
scelta di materie prime con il contenuto
più basso possibile di idrogeno, principale causa di porosità. In produzione,
applichiamo un esclusivo processo di
sbarbatura per rimuovere la pellicola di
ossido e produrre una superficie priva di
anomalie che possono intrappolare elementi contaminanti, possibile causa di
porosità. Al termine, una finitura superficiale con un microscopico strato brevettato di lubrificante privo di idrogeno
garantisce qualità eccezionali di scorrimento e riduce l’entità dei fumi. Queste
qualità rendono i materiali d’apporto
ESAB particolarmente adatti ai procedimenti sensibili alla porosità, come la
saldatura laser beam o electron beam.
L’utilizzo di fili di alluminio in fusti
di grande capacità ESAB Marathon
Pac (da 25, 80 e 141 kg) consente di
saldare per lunghi periodi senza interruzioni con il procedimento MIG o TIG
a filo freddo, perché vengono evitati i
fermi-macchina per la sostituzione
delle convenzionali bobine da 7kg, con
un conseguente incremento della produttività. ESAB Marathon Pac è il
sistema di confezionamento più sicuro
e d e c o logico dis ponibile oggi s ul
mercato globale.
La facilità di alimentazione del filo è
ulteriormente migliorata dalla speciale
tecnologia di avvolgimento del filo nel
fusto Marathon Pac, che evita attorcigliamenti e torsioni nel filo e consente il
deposito di lunghi tratti di saldatura,
anche con leghe tipo 5000. Il sistema di
raddrizzamento del filo del Marathon
Pac consente di utilizzare guaine molto
lunghe (>30m), permettendo di collocare i fusti Marathon Pac sul pavimento
anziché sui portali.
Utilizzando questi fili e curando la
manutenzione del sistema saldante con
la sostituzione puntuale di guaine e
boccole di contatto, si ottiene un processo di saldatura senza problemi per
lungo tempo.
ESAB ha recentemente pubblicato un
manuale di 12 pagine, contenente tutte
le informazioni sui materiali d’apporto e
le loro applicazioni.
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Il settore dell’automazione e
AUTOMATICA 2012 col vento
in poppa
Monaco di Baviera. Momento felice per
l’industria dell’automazione: l’associazione di settore VDMA Fachverband
R obot ik + Autom ation prevede un
aumento del fatturato del 37 percento
nel 2011, che porterà il giro d’affari alla
nuova cifra record di 10,3 miliardi di
Euro. Anche per il 2012 si conta su una
crescita.
A settembre, il rapporto “World Robotics 2011 - Robot industriali” dello Stati-
stical Department della International
Federation of Robotics (IFR) ha evidenziato la forte crescita delle vendite di
robot, +18 percento nel 2011, con previsioni di ulteriori aumenti medi annui del
6 percento fino al 2014. Questa tendenza
al rialzo si ritrova anche nelle domande
di partecipazione ad AUTOMATICA
2012, il Salone Internazionale dell’Automazione e della Meccatronica. Per
questo motivo il numero di padiglioni
passerà da quattro a cinque.
Con quattro edizioni all’attivo, AUTOMATICA si è affermata come vetrina
dell’innovazione per il settore dell’automazione ed è il più grande salone mondiale della robotica. Le domande di partecipaz ione già ar r ivate p e r l a
manifestazione, in calendario dal 22 al
25 maggio 2012 nel centro fieristico di
Monaco di Baviera, sono superiori alle
cifre dell’edizione scorsa. In particolare, l’aumento di richieste dall’estero è
superiore al 15%. A settembre 2011 sono
oltre 340 le aziende che hanno confermato la propria presenza ad AUTOMATICA 2012 (fra queste, tutti i key player
della robotica e dell’automazione), su
una superficie di 55.000 metri quadri. A
sette mesi dall’apertura del salone,
dunque, si conferma la crescente internazionalità della manifestazione: la
quota di superficie prenotata da espositori stranieri è attualmente superiore del
40 percento al 2010. Norbert Bargmann,
Vicepresidente del Consiglio di Amministrazione di Messe München, si rallegra
“che molti espositori, assenti nel 2010
per motivi economici, sono tornati.
Inoltre, circa il 10 percen t o d e l l e
aziende iscritte parteciperà ad AUTOMATICA per la prima volta”.
Una fiera per gli operatori dell’automazione AUTOMATICA è diventata uno dei
principali appuntamenti di aggiornamento e informazione per le imprese
manifatturiere ed è l’unico che riunisce
sotto lo stesso tetto le tecnologie di
assemblaggio/manipolazione/movimentazione, robotica e visione industriale.
Thilo Brodtmann, Direttore Generale di
VDMA Robotik + Automation, spiega:
“Con la sua offerta, il salone specializzato AUTOMATICA è la risposta perfetta alle sfide della moderna tecnologia
di produzione, con soluzioni che arrivano fino alla produzione ad alta efficienza energetica e all’automazione
della costruzione di strutture leggere.
Dalle Aziende
Le aziende che vogliono aumentare la
loro competitività con un’automazione
intelligente trovano in fiera un’offerta
ben articolata e orientata alle soluzioni”.
Wilfried Eberhardt, Managing Director
Sales & Marketing di KUKA Roboter
GmbH, conferma: “Come costruttori
di robot sosteniamo la politica dell’associazione di settore Robotik + Automatio n a ll’ in te r no de l l a V DMA , c he
garantisce il suo patrocinio ad AUTOMATICA.
L’attività fieristica di Kuka nel 2012
sarà incentrata sulla partecipazione ad
AUTOMATICA a Monaco di Baviera
come il principale salone di robotica a
livello mondiale. Per noi è l’appuntamento più importante, non esiste un’altra fiera nella quale i costruttori di robot
siano rappresentati in questa misura”.
Ufficio stampa centrale:
AUTOMATICA
Claudia Huber - Addetta stampa Messe
München GmbH
Tel. (+49 89) 949 - 21471
Fax (+49 89) 949 - 97 21471
E-Mail: [email protected]
Le Nuove UNI EN ISO 3452-5 e
3452-6 ed i Liquidi Penetranti
“Extended Temperature Range”
(ETR)
Le parti 5 e 6 della ISO 3452 riguardano
rispettivamente i liquidi penetranti utilizzati “a caldo” (temperature maggiori
di 50 °C) e “a freddo” (temperature
minori di 10 °C).
La grande novità sta nel fatto che in
entrambe le norme si precisa che spetta
al produttore dei liquidi penetranti di
effettuare le prove di qualificazione dei
prodotti indicando l’intervallo di temperatura e quindi, citando la norma:“Se i
prodotti sono utilizzati entro l’intervallo
dichiarato, non sono necessarie ulteriori
prove sul posto da parte dell’utilizzatore”.
L’onere delle prove e la responsabilità
di classificazione e qualificazione spetta
quindi al produttore dei liquidi penetranti.
La NDT Italiana ha qualificato il liquido
penetrante rosso Elite K71B2p per uso
ETR (Extended Temperature Range,
ovvero temperature di utilizzo più estese).
Il K71B2p è qualificato “IIACcde-
2/0 °C-100 °C.” cioè può essere usato
da 0 °C a 100 °C. La sigla significa:
Tipo II (rosso), Metodo A & C (rimovibili con acqua o con remover), forma c,
d/e (sviluppatori sia a base solvente che
a base acqua), livello 2 (massimo).
Molti i vantaggi applicativi che ne conseguono: ad esempio il poter mettere
nelle procedure aziendali una sola terna
di penetrante, bianco e remover che
coprano tutte le temperature che si
devono affrontare nella maggior parte
dei casi, e utilizzare subito i prodotti per
il controllo risparmiando tempo.
Il l iquido Penetr ante Ros s o Elite
K71B2p, con lo Sviluppatore Bianco
Elite D112A e il Bio Remover/Cleaner
Elite BC1 sono qualificati per utilizzo da
0° a 100 °C.
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Da Panasonic una nuovissima
tecnologia di riciclo delle sostanze
chimiche impiegate nella
produzione di elettronica.
Panasonic ha messo a punto una tecnologia innovativa che ricicla le costose
sostanze chimiche utilizzate nei processi
di produzione di elettronica, con una
sensibile riduzione dei costi e dell’impatto ambientale.
Kasugai, Prefettura di Aichi, Giappone
- Panasonic Environmental Systems &
Engineering Co., Ltd., azienda del
gruppo Panasonic, ha sviluppato una
tecnologia per riciclare le sostanze chimiche utilizzate nei processi di produzione delle apparecchiature elettroniche, com e ad es em pio i so l v e n t i ,
impiegati nella fase di pulizia. Nei
diversi stadi di produzione si ha un notevole consumo di liquido, la maggior
parte del quale viene smaltito come
rifiuto industriale. La nuova tecnologia
di riciclo di Panasonic, che consiste in
una particolare tecnica di distillazione e
in una particolare tecnologia di miscelazione/erogazione, permette di recuperare all’incirca il 70-95% delle sostanze
chimiche, riutilizzabili successivamente
nel processo di produzione.
Questa nuova tecnologia risponde
alle esigenze delle aziende produttrici
di elettronica che, a fronte di un’espans ione globale della lo ro a t t i v i t à ,
vogliano ridurre sia i costi di produzione
sia l’impatto ambientale. La società
prevede di sviluppare questa attività
a livello mondiale, indirizzandola
soprattutto agli stabilimenti nel Sud Est
Asiatico, con l’obiettivo di generare
vendite per cinque m i l i o n i d i y e n
nell’anno fiscale che avrà inizio nell’Aprile 2015.
Breve descrizione della tecnologia di
riciclo delle sostanze chimiche impiegate nei processi di produzione.
I processi di produzione dei dispositivi
elettronici, come pulizia e separazione,
utilizzano grandi quantità di prodotti
chimici. Fino ad oggi, i rifiuti chimici
erano smaltiti come rifiuti industriali e
sottoposti a costosi trattamenti biologici
per rimuoverne le componenti chimiche
o, in alternativa, venivano riciclati in
Dalle Aziende
siti dedicati. Panasonic Environmental
Systems & Engineering aveva già sviluppato una tecnologia di processo che
consisteva nella distillazione frazionata
e nella raffinazione, al fine di estrarre le
sostanze chimiche di processo. Oggi,
l’azienda ha ulteriormente migliorato la
distillazione frazionata e l’ha associata
a una nuova originale tecnologia di
miscelazione / erogazione, creando così
una tecnologia di riciclo chimico innovativa. Gli stabilimenti che la adotteranno potranno ridurre i costi operativi
di oltre il 30% e l’impatto ambientale di
oltre il 70%.
1. Distillazione frazionata
Le sostanze chimiche utilizzate nei processi contengono impurità quali metalli
p e s a n ti, re s in e e ac qua, ol t re al l e
sostanze chimiche originali. Questa tec-
nologia sfrutta i diversi punti di ebollizione delle impurità per separarle
tramite distillazione. Mentre la precedente tecnologia era in grado di recuperare solo due diverse sostanze chimiche,
la nuova tecnologia può separare e racc ogl i e re da tre a quattro diver s e
sostanze.
Questo significa che può essere applicata a una gamma più ampia di differenti sostanze di processo.
L’attrezzatura consiste in una torre di
distillazione, una pompa di circolazione,
un condensatore, un serbatoio dell’acqua di recupero, una pompa a vuoto, un
evaporatore a film cadente e un serbatoio di raccolta del liquido riciclato.
Nello stabilimento, l’apparecchiatura è
installata tra l’area di processo del
liquido di scarto e l’apparecchiatura di
erogazione delle sostanze chimiche.
2. Tecnologia di miscelazione ed erogazione.
Se il liquido di scarto del processo
di produzione contiene diversi componenti chimici, questa tecnologia miscela
tra loro solo quelli necessari nelle
quantità richieste, per fare in modo che
nella soluzione riciclata abbiano lo
stesso rapporto che hanno nella soluzione pura, al fine di riutilizzare la soluzione ottenuta nel processo di produzione.
L’apparecchiatura consiste in sensori di
densità dei componenti chimici, apparecchiature per la miscelazione e apparecchiature per l’erogazione.
PANASONIC ITALIA
Viale dell’Innovazione, 3
20126 Milano
Tel. 02 67881
Notiziario
Letteratura Tecnica
Guida all’Eurocodice 2
Progettazione delle strutture in
calcestruzzo EN 1992 - 1.1, 1.2
Beeby A. W. e Narayanan R. S., Roma
2 0 11 , 2 1 0 x 2 97 mm, 273 pagi ne ,
ISBN: 978-88-6310-273-4, € 40,00
La pubblicazione
i n i t a l i a no de l l a
collana Designers’
Guides to Eurocode s, de l l ’e di t ore
londinese Thomas
Te l ford, bra c c i o
editoriale dell’ICE,
Institution of Civil
Engineers, è un’importantissima occasione di aggiornamento culturale e professionale, sia per la grande autorevolezza degli Autori dei testi, molti dei
quali direttamente coinvolti nella stesura
degli Eurocodici, sia per il fatto che essi
costituiscono la base da cui deriva la
nostra normativa nazionale. Estesi testi
esplicativi sugli Eurocodici sono dunque
anche esplicativi delle nostre norme.
È la prima collana pubblicata in Italia
veramente completa e coerente che tratta
specificamente pressoché tutti gli Eurocodici (dal Basis of Design, il cosiddetto
Eurocodice 0, al 9) in modo organico ed
esteso.
La collana è stata tradotta da esperti
strutturisti, che hanno integrato il testo
con note esplicative tese a chiarire il rapporto con le NTC 2008 e gli Allegati
Nazionali italiani disponibili, rendendo
la collana uno strumento davvero molto
utile ed innovativo per i Professionisti
italiani.
Questa Guida fornisce estese indicazioni
sulla progettazione di edifici e strutture
di ingegneria civile in calcestruzzo
armato basata sulla EN 1992-1-1 (Progettazione delle strutture di calcestruzzo: Regole generali e regole per gli
edifici) e indicazioni sulla EN 1992-1-2
(Progettazione delle strutture di calcestruzzo: Regole generali - Progettazione
strutturale contro l’incendio). La Guida
all’Eurocodice 2 - Progettazione delle
strutture in calcestruzzo: EN 1992-1.1,
1.2 tratta le strutture gettate in opera e
prefabbricate utilizzando calcestruzzo di
peso specifico ordinario o alleggerito e
si applica a strutture in calcestruzzo
semplice, armato e precompresso.
Sono state accorpate in quest’unica pubblicazione molte parti separate delle versioni ENV del codice che riguardano
l’argomento, insieme a numerosi supporti progettuali quali diagrammi e
comodi abachi, nonché esempi numerici
svolti passo passo. Le indicazioni della
norma vengono discusse e motivate, fornendo una guida utilissima per l’applicazione dell’Eurocodice ed anche, indirettamente, delle NTC 2008, che di fatto da
questo derivano strettamente.
A questo proposito, numerose e puntuali
note del Traduttore relative al confronto
con le NTC 2008, integrano il testo originario.
È un lettura essenziale per: ingegneri
civili e strutturisti, studenti di progettazione strutturale, committenti, autorità
pubbliche, ricercatori, docenti, commissioni che redigono le norme, di fatto,
chiunque sia coinvolto nell’utilizzo
degli Eurocodici.
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ISB: 978-0-8031-7509-9, $ 242,00
L’indagine e l’osservazione dei fenomeni c h e d a n n o
origine alle deformazio n i e a l l e
dis to r si o n i , e d i
relativi metodi di
contro l l o , c o n t i nuano ad essere di
grande preoccupazione per l’industria di trasformazione
dei metalli, in quanto hanno un impatto
Notiziario
negativo sulla garanzia della qualità e
sulla produttività. Recentemente numerosi articoli, direttamente o indirettamente correlati a questo argomento,
sono stati pubblicati sull’autorevole
rivista americana “Journal of ASTM
International”.
Considerando l’interesse e l’importanza
di questi argomenti per l’industria, sono
stati scelti, tra tutti quelli più significativi ed interessanti, 59 articoli e raccolti
in questa speciale pubblicazione tecnica,
edita recentemente dall’ASTM - Select
Technical Papers (STP 1523), sponsorizzata in particolare da “ASTM Committee D-2 on Petroleum Products and
Lubricants”.
Tutti i documenti sono stati organizzati
in nove sezioni tematiche riguardanti: la
mis u r a e la v a lut a z i one de l fl usso
termico durante i trattamenti termici;
simulazioni e lo studio di modelli matematici per la valutazione delle deformazioni; lo studio delle deformazioni in
relazione alle tensioni residue; la previsione delle deformazioni con metodi
matematici; una panoramica dei metodi
di tempra e relativi prodotti (olio e
acqua); la descrizione del metodo di
tempra utilizzando gas di raffreddamento; i metodi di indurimento con trattamento termico; le metodologie di
analisi delle curve di raffreddamento;
l’ottimizzazione dei trattamenti termici
mediante l’analisi di tecniche di dilatometria.
ASTM International,
100 Barr Harbor Drive,
PO Box C700, West Conshohocken, PA,
19428-2959 (USA)
www.astm.org
Codici e Norme
Norme nazionali
Italia
CEI EN 60034-2-2 - Macchine elettriche rotanti Parte 2-2: Metodi specifici
per la determinazione, mediante prove,
delle perdite separate di macchine di
grande potenza (2011).
UNI EN ISO 544 - Materiali d’apporto
per saldatura - Condizioni tecniche di
fornitura per i materiali d’apporto e per i
flussi - Tipo di prodotto, dimensioni, tolleranze e marcature (2011).
UNI EN 1090-2 - Esecuzione di strutture di acciaio e di alluminio - Parte 2:
Requisiti tecnici per strutture di acciaio
(2011).
UNI EN 1999-1-3 - Eurocodice 9 - Progettazione delle strutture di alluminio Parte 1-3: Strutture sottoposte a fatica
(2011).
UNI EN 1999-1-4 - Eurocodice 9 - Progettazione delle strutture di alluminio Parte 1-4: Lamiere sottili piegate a
freddo (2011).
UNI EN ISO 4136 - Prove distruttive
sulle saldature di materiali metallici Prova di trazione trasversale (2011).
sulle saldature di materiali metallici Prova di trazione longitudinale sui giunti
saldati per fusione (2011).
UNI EN ISO 9012 - Apparecchiature
per saldatura a gas - Cannelli manuali ad
aspirazione d’aria - Requisiti e prove
(2011).
UNI EN ISO 9015-2 - Prove distruttive
sulle saldature di materiali metallici Prova di durezza - Parte 2: Prove di
microdurezza su giunti saldati (2011).
sulle saldature di materiali metallici Prove di resilienza - Posizione della provetta, orientazione dell’intaglio ed
esame (2011).
UNI EN 12666-1 - Sistemi di tubazioni
di materia plastica per fognature e scarichi interrati non in pressione - Polietilene (PE) - Parte 1: Specifiche per i tubi,
i raccordi e il sistema (2011).
UNI EN 14161 - Industrie del petrolio e
del gas naturale - Sistemi di tubazioni
per il trasporto (2011).
UNI EN ISO 17637 - Controllo non
distruttivo delle saldature - Esame visivo
di giunti saldati per fusione (2011).
UNI EN ISO 26304 - Materiali d’apporto per saldatura - Fili elettrodi pieni
ed animati e combinazioni filo-flusso
per la saldatura ad arco sommerso di
acciai ad alta resistenza - Classificazione
(2011).
USA
API SPEC 5CT - Specification for
casing and tubing (2011).
API RP 2611 - Terminal piping inspection - inspection of in-service terminal
piping systems (2011).
ASME B16.47 - Large diameter steel
flanges N P S 26 through NPS 6 0
metric/inch standard (2011).
ASME PTC 6.2 - Steam turbines in
combined cycles (2011).
ASTM A193/A193M - Standard specification for alloy-steel and stainless steel
bolting for high temperature or high
pres s ure s ervice and othe r sp e c i a l
purpose applications (2011).
ASTM A370 - Standard test methods
and definitions for mechanical testing of
steel products (2011).
ASTM G48 - Standard test methods for
pitting and crevice corrosion resistance
of stainless steels and related alloys by
use of ferric chloride solution (2011).
AWWA D100 - Welded carbon steel
tanks for water storage (2011).
AWWA D102 - Coating steel waterstorage tanks (2011).
MSS SP 55 - Quality standard for steel
castings for valves, flanges, fittings, and
other piping components - v i su a l
method for evaluation of surface irregularities (2011).
SAE AMS2700 - Passivation of corrosion resistant steels (2011).
Norme europee
EN
EN 1598 - Health and safety in welding
and allied processes - Transparent
welding curtains, strips and screens for
arc welding processes (2011).
EN 1998-2:2005/A2 - Eurocode 8:
Design of structures for earthquake
resistance - Part 2: Bridges (2011).
EN ISO 9012 - Welding equipment Air-aspirated hand blowpipes - Specifications and tests (2011).
Notiziario
EN ISO 10863 - Non destructive testing
of welds - Ultrasonic testing - Use of
time-of-flight diffraction technique
(TOFD) (2011).
EN ISO 10882-1 - Health and safety in
welding and allied processes - Sampling
of airborne particles and gases in the
operator’s breathing zone - Part 1: Sampling of airborne particles (2011).
EN 12201-1 - Plastics piping systems
for water supply, and for drainage and
sewerage under pressure - Polyethylene
(PE) - Part 1: General (2011).
EN 12201-2:2011 - Plastics piping
s y s te ms f o r wa t e r suppl y, a nd for
drainage and sewerage under pressure Polyethylene (PE) - Part 2: Pipes (2011).
EN 12201-5 - Plastics piping systems
for water supply, and for drainage and
sewerage under pressure - Polyethylene
(PE) - Part 5: Fitness for purpose of the
system (2011).
EN ISO 14271 - Resistance welding Vickers hardness testing (low-force and
microhardness) of resistance spot, projection, and seam welds (2011).
EN ISO 15011-5 - Health and safety in
welding and allied processes - Laboratory method for sampling fume and
gases - Part 5: Identification of thermaldegradation products generated when
welding or cutting through products
composed wholly or partly of organic
materials using pyrolysis-gas chromatography-mass spectrometry (2011).
EN ISO 15609-5 - Specification and
qualification of welding procedures for
metallic materials - Welding procedure
s p e c if ic a tio n - Pa rt 5: Re si st a nc e
welding (2011).
EN ISO 15792-1:2008/A1 - Welding
consumables - Test methods - Part 1:
Test methods for all-weld metal test
specimens in steel, nickel and nickel
alloys (2011).
EN ISO 17654 - Resistance welding Destructive tests of welds - Pressure test
of resistance seam welds (2011).
Norme internazionali
ISO
ISO 630-1 - Structural steels - Part 1:
General technical delivery conditions
for hot-rolled products (2011).
ISO 630-2 - Structural steels - Part 2:
Technical delivery conditions for structural steels for general purposes (2011).
ISO 7539-6 - Corrosion of metals and
alloys - Stress corrosion testing - Part 6:
Preparation and use of precracked specimens for tests under constant load or
constant displacement (2011).
ISO 10799-1 - Cold-formed welded
structural hollow sections of non-alloy
and fine grain steels - Part 1: Technical
delivery conditions (2011).
ISO 10799-2 - Cold-formed welded
structural hollow sections of non-alloy
and fine grain steels - Part 2: Dimensions and sectional properties (2011).
ISO 12633-2 - Hot-finished structural
hollow sections of non-alloy and fine
grain steels - Part 2: Dimensions and
sectional properties (2011).
ISO 12679 - Thermal spraying - Recommendations for thermal spraying (2011).
ISO 13887 - Cold-reduced steel sheet of
higher yield strength with improved
formability (2011).
ISO 15011-5 - Health and safety in
welding and allied processes - Laboratory method for sampling fume and
gases - Part 5: Identification of thermaldegradation products generated when
welding or cutting through products
composed wholly or partly of organic
materials using pyrolysis-gas chromatography-mass spectrometry (2011).
ISO 15609-5 - Specification and qualification of welding procedures for metallic materials - Welding procedure specification - Part 5: Resistance welding
(2011).
ISO 16371-1 - Non-destructive testing Industrial computed radiography with
storage phosphor imaging plates - Part
1: Classification of systems (2011).
ISO 16172 - Continuous hot-dip metallic-coated steel sheet for corrugated steel
pipe (2011).
ISO 10882-1 - Health and safety in
welding and allied processes - Sampling
of airborne particles and gases in the
operator’s breathing zone - Part 1: Sampling of airborne particles (2011).
ISO 23228 - Thermoplastics pipes for
the conveyance of fluids - Determination of the stress-rupture resistance of
moulding materials using plain strain
grooved tensile (PSGT) specimens
(2011).
ISO 12633-1 - Hot-finished structural
hollow sections of non-alloy and fine
grain steels - Part 1: Technical delivery
conditions (2011).
ISO 26203-2 - Metallic materials Tensile testing at high strain rates - Part
2: S ervo-hydraulic an d o t h e r t e st
systems (2011).
Notiziario
Corsi IIS
Luogo
Legnano (MI)
Genova
Data
23-26/1/2012
Titolo
Corso di saldatura di tubi e raccordi di PE per il convogliamento
di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737 ed EWF)
Ore
--
23-27/1/2012
20-24/2/2012
19-23/3/2012
16-20/4/2012(1)
Corso per International Welding Engineer - Parti I e II
(Corso di Specializzazione)
23-27/1/2012
20-24/2/2012
19-23/3/2012
16-20/4/2012(1)
Corso per International Welding Technologist - Parti I e II
Genova
30/1-3/2/2012
Corso teorico-pratico per operatori (European Adhesive Bonder)
40
Genova
30/1-3/2/2012
Corso celere in saldatura
32
Genova
6-7/2/2012
7-10/2/2012
5-9/3/2012
Corso per International Welding Specialist - Parte III Metallurgia e saldabilità
Corso per International Welding Specialist - Parte III Progettazione e calcolo
Corso per International Welding Specialist - Parte III Fabbricazione
--
Messina (ME)
6-9/2/2012
--
Roma
6-9/2/2012
--
Genova
Organizzatore
Istituto Italiano della Saldatura - Divisione FOP
Tel. 010 8341371 - Fax 010 8367780 - [email protected]
--
--
Genova
13-14/2/2012
Modulo Base ISO 19011
16
Genova
13-16/2/2012
--
Legnano (MI)
14-16/2/2012
Principi generali e qualità nella saldatura in elettronica
24
Genova
15-17/2/2012
Auditor/Lead Auditor Qualità ISO 9001
24
Integrazione pratica al corso “Principi generali e qualità nella
saldatura in elettronica”
4
Legnano (MI)
17/2/2012
Legnano (MI)
20-22/2/2012
Problematiche relative alla qualità, al controllo, alla gestione ed
all'utilizzo del circuito stampato
20
Mogliano Veneto (TV)
20-23/2/2012
--
Legnano (MI)
20-24/2/2012
5-9/3/2012
12-14/3/2012
Corso per International Welding Engineer - Parte III Fabbricazione
Legnano (MI)
20-24/2/2012
5-9/3/2012
Corso per International Welding Technologist - Parte III Fabbricazione
--
Legnano (MI)
Marzo-Giugno
2012
--
--
(1) In funzione del numero di partecipanti, la parte pratica del corso potrebbe essere svolta anche nella settimana successiva (in alternativa a quella riportata).
Notiziario
Corsi IIS (segue)
Luogo
Data
Marzo-Giugno
2012
Titolo
Ore
--
Legnano (MI)
5-8/3 /2012
--
Legnano (MI)
5-9/3/2012
Corso per la certificazione secondo standard IPC-7711/7721
Certified IPC Specialist (CIS) - Moduli 1, 3, 4, 5, 6
36
6-8/3/2012
Principi generali e qualità nella saldatura in elettronica
24
9/3/2012
Integrazione pratica al corso “Principi generali e qualità nella
saldatura in elettronica”
4
Legnano (MI)
12-14/3/2012
Corso per la certificazione secondo standard IPC-A-610
Certified IPC Specialist (CIS)
24
Genova
12-14/3/2012
Corso sull’applicazione del D.M. 14 Gennaio 2008 - Corso Base
20
Genova
14-16/3/2012
Corso sull’applicazione del D.M. 14 Gennaio 2008 - Seminario
EWF 652-11 per coordinatori di saldatura
20
Legnano (MI)
15-16/3/2012
Corso per la ricertificazione secondo standard IPC-A-610
Certified IPC Specialist (CIS)
16
Legnano (MI)
20-21/3/2012
Corso per la ricertificazione secondo standard IPC-7711/7721
Certified IPC Specialist (CIS) - Moduli 1, 3, 4, 5, 6
16
26-28/3/2012
Problematiche relative alla qualità, al controllo, alla gestione ed
all'utilizzo del circuito stampato
20
Genova
26-29/3 /2012
--
Legnano (MI)
26-30/3/2012
Corso celere in saldatura
32
Organizzatore
Corsi di qualificazione per personale addetto alle PND di livello 1, 2 e 3
Modulo Base (MB)
24-25/1/2012
Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Priolo (SR)
24-25/1/2012
16
Legnano (MI)
30-31/1/2012
16
Modulo Esame Base per livello 3 UNI EN 473/ISO 9712
8
16
Genova
27/2/2012
Genova
13-14/3/2012
Esame visivo (VT)
26/1/2012
Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
8
Priolo (SR)
26/1/2012
8
Legnano (MI)
1/2/2012
8
8-9/2/2012
Modulo Specifico Saldatura per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
12
Priolo (SR)
8-9/2/2012
12
16-17/2/2012
12
Legnano (MI)
Genova
29/2/2012
Modulo Esame di Metodo per livello 3 UNI EN 473/ISO 9712
8
Genova
15/3/2012
8
Genova
29-30/3/2012
12
Notiziario
Corsi di qualificazione per personale, ecc. (segue)
Esame radiografico (RT)
Genova
21-24/2/2012
Genova
6-7/3/2012
28
16
Legnano (MI)
28/2-2/3/2012
28
13-16/3/2012
28
Esame ultrasonoro (UT)
Genova
7-10/2/2012
28
Genova
13-17/2/2012
Modulo Specifico Operatore Tecniche Convenzionali per livello
2 UNI EN 473/ISO 9712
36
Legnano (MI)
21-24/2/2012
28
6-9/3/2012
28
Genova
8-9/3/2012
16
Legnano (MI)
12-16/3/2012
Modulo Specifico Operatore Tecniche Convenzionali per livello
2 UNI EN 473/ISO 9712
36
Genova
27-30/3/2012
28
Esame con particelle magnetiche (MT)
Genova
24-25/1/2012
Genova
Legnano (MI)
16
28/2/2012
8
5-6/3/2012
16
31/1-1/2/2012
16
Esame con liquidi penetranti (PT)
Genova
Genova
26-27/1/2012
16
2-3/2/2012
16
8
7-8/3/2012
16
29-30/3/2012
16
1/3/2012
Legnano (MI)
Priolo (SR)
Corsi di altre Società
Luogo
Palermo
Data
30/01/2012
Titolo
Organizzatore
Corso di Formazione per Auditor Sistemi di Gestione
per la Qualità
AICQ Sicilia
[email protected] - www.aicqsicilia.it
Salute e Sicurezza dei lavoratori: aggiornamento
normativo
AICQ CI Associazione Cultura Qualità - Centro Insulare Roma
[email protected] - www.aicqci.it
ATEX –Direttiva 1999/92/CE - Impianti nei luoghi
con pericolo di esplosione
UNI - Centro Formazione
Tel. 02 70024379 - 228
[email protected] - www.uni.com
Roma
06-08/02/2012
Milano
07/02/2012
Roma
08-10/02/2012
La norma UNI EN ISO 9001:2008 e i Sistemi di
Gestione per la Qualità
AICQ CI Associazione Cultura Qualità - Centro Insulare (Roma)
Milano
15/02/2012
Come soddisfare i requisiti della nuova Direttiva
Macchine 2006/42/CE
Tel. 02 70024379 - 228
Notiziario
Corsi di altre Società (segue)
Luogo
Data
Titolo
Organizzatore
Roma
20/2/2012
Audit interni sui Sistemi di gestione: La norma
UNI EN ISO 19011:2003 e le tecniche di Auditing
Roma
21-22/2/2012
Audit interni di Sistemi di Gestione per la Qualità
Milano
22/2/2012
Applicazione della Direttiva PED 97/23/CE in materia
di attrezzature a pressione - Corso Base
Tel. 02 70024379 - 228
Roma
23/2/2012
Gestione dell’Energia - Requisiti generali e particolari
del servizio di diagnosi energetica
ANGQ (Roma)
[email protected] - www.angq.com
Roma
29/2/2012
La UNI EN ISO 9004:2009
Milano
5-6/3/2012
Sicurezza funzionale nei sistemi di controllo dei
processi industriali. Presentazione della Guida di
applicazione della Norma CEI EN 61511
CEI (Milano)
[email protected] - www.ceiweb.it
Milano
12-13/3/2012
Gestione ed organizzazione della manutenzione
Tel. 02 70024379 - 228
Roma
12-13/3/2012
Corso Auditor Sistemi di Gestione Ambientale I
Modulo
Roma
12-13/3/2012
Corso Auditor Sistemi di Gestione della Sicurezza I
Modulo
Roma
14-16/3/2012
Corso Auditor Sistemi di Gestione della Sicurezza II
Modulo
Roma
15/3/2012
Applicare i modelli D. Lgs 231/01 in modo semplice
ed efficace
Tel. 02 70024379 - 228
Roma
21-23/3/2012
Corso Auditor Sistemi di Gestione Ambientale II
Modulo
Mostre e Convegni
Luogo
Genova
Tiruchirappalli
(India)
Data
19/1/2012
19-22/1/2012
Titolo
Organizzatore
Seminario Didattico - La failure analysis di
componenti saldati: metodologie acquisite ed
esperienze
Istituto Italiano della Saldatura (Genova)
Tel. 010 8341373; fax 010 8367780
[email protected] - www.iis.it
SOJOM 2012 - International symposium on joining
of materials “Joining of materials - cutting edge
techinologies for accelerated growth”
WRI - Welding Research Institute
Bharath Heavy Electricals Limited - Tiruchirappalli (India)
Tel. +91 431 2520 266; fax +91 431 2520 770
[email protected] - www.iws.org.in - www.wriindia.com
Pordenone
1-4/2/2012
SAMUMETAL - 16° Salone macchine utensili per la
lavorazione dei metalli
SASME - 10° Salone della subfornitura metalmeccanica
Pordenone Fiere S.p.A. (Italia)
Tel. +39 0434 232111; fax +39 0434 570415
www.samumetal.it
Modena
2-3/2/2012
MOTORSPORTEXPOTECH
Mostra convegno internazionale di materiali innovativi
ModenaFiere Srl (Italia)
Tel. +39 059 848380 - Fax +39 059 848790
[email protected]
www.motorsportexpotech.it - www.modenafiere.it
Notiziario
Mostre e Convegni (segue)
Luogo
Titolo
Data
Organizzatore
4-7/2/2012
Metal & Steel Saudi Arabia 2012
The 3rd International Exhibition specialized on Steel,
Steel Fabrication and Metal Works
Fabex Arabia 2012
The largest Exhibition for Steel Fabrication, Tube &
Pipe welding and Metal Forming in the Middle East
Arabian German Exhibition & Publishing co. Ltd
Tel: (00202) 226 32460 / 22629 682; fax (00202) 2261 9545
Mobile: (002) 010666 73344/ 011140 44 946
[email protected]
www.metalsteelsaudi.com - www.fabexeg.com
Carrara
8-10/02/2012
SEATEC - 10ª Rassegna internazionale di tecnologie,
subfornitura e design per imbarcazioni, yacht e navi
Carrara Fiere (Italia)
Tel. +39 0585 787963; fax +39 0585 787602
www.carrarafiere.com
Vicenza
9-10/2/2012
HTDC 2012 - High Tech Die Casting 2012
Associazione Italiana di Metallurgia
Tel: +39 02 76021132
[email protected] - www.metallurgia-italiana.net
Firenze
28/2/2012
Workshop - Le norme UNI EN 15085:2008 Saldatura dei veicoli ferroviari e dei relativi
componenti - Costruttori ed utilizzatori a confronto:
traguardi acquisiti e criticità del sistema.
L’esperienza italiana ed europea
Tel. 010 8341373; fax 010 8367780
Mosca
Russia
28-1/3/2012
11th International Exhibition and Conference for
Non-Destructive Testing and Technical Diagnostics
RSNTTD (Russian Society for Non-destructive Testing and
Technical Diagnostics)
Tel. +7 (812) 380 6002, 380 6000; fax +7 (812) 380 6001
[email protected] - http://ndt-russia.primexpo.com
Düsseldorf
(Germania)
28/3/3/2012
METAV 2012
Messe Düsseldorf GmbH
Tel: +49 69 756081
[email protected] - www.metav.de
Orlando
(FL)
6-7/3/2012
Automated Welding Conference
AWS - American Welding Society, Miami (FL)
Phone: 305-443-9353 x 264; fax (305) 648-1655
www.aws.org/conferences/2012
Jeddah
(Arabia Saudita)
Lubecca
(Germania)
15-16/3/2012
2nd Int. Workshop on Magnetic Particle Imaging in
Non-destructive Testing (NDT)
Università di Lubecca - Germania
Tel. +49 (0) 451 / 500 5410; fax +49 (0) 451 / 500 5403
www.medisert.de
Dallas,
Texas (USA)
19-23/3/2012
21st Annual ASNT Research Synposium and Spring
Conference
ASNT - American Society for Nondestructive Testing, Columbus (OH)
Tel. +1 614 274 6003; fax +1 614 274 6899
[email protected] - www.asnt.org
Toronto
(ON)
20-22/3/2012
FABTECH Canada
AWS - American Welding Society, Miami (FL)
Phone: 305-443-9353 x 264; fax (305) 648-1655
www.aws.org/conferences/2012
Milano
22/3/2012
Convegno - La saldatura nella fabbricazione e nella
manutenzione di oleodotti e gasdotti in acciaio: come
stanno cambiando processi, materiali, tecnologie e
normative
Tel. 010 8341373; fax 010 8367780
Aquisgrana
(Germania)
26-30/3/2012
International Electron Beam Welding Conference
(IEBW).
DVS - German Welding Society - Düsseldorf, Germania
AWS - American Welding Society
IIW- International Institute of Welding
Tel. +49 (0)211/1591-302; fax +49 (0)211/1591-300
[email protected] - https://dvs-ev.de/iebw2012
Düsseldorf
(Germania)
26-30/3/2012
Tube 2012
Tel: +39 02 4779 1444
www.tube.de
Düsseldorf
(Germania)
26-30/3/2012
Wire 2012
Tel: +39 02 4779 1444
www.wire.de
Parma
29-31/3/2012
MECSPE
Tecnologie per l’innovazione
SENAF Milano (Italia)
Tel. +39(02) 332039.1; fax. +39(02) 39005289
[email protected] - www.senaf.it/MECSPE
Ricerche
Bibliografiche
Dati IIS-Data
Metallurgia e saldabilità degli acciai ad alta resistenza
per condotte (2008-2011)
Plastic and damage behaviour of a high strength X100 pipeline steel: Experiments and modelling di TANGUY B. et al.,
«Journal PVP», V. 85, N. 5/2008, pp. 322-335.
Acciai ad alta resistenza; acciai per condotte; analisi con elementi finiti; condotte; deformazione plastica; frattografia; meccanica della frattura; microstruttura; modelli di calcolo; propagazione delle cricche; proprietà meccaniche; prove di rottura
dinamica; prove meccaniche; simulazione.
Material development in recent high-grade linepipes di
ISHIKAWA N., «Weld. Int.», Novembre 2008, pp. 762-766.
Acciai ad alta resistenza; acciai per condotte; affidabilità; condotte; corrosione; freddo; gas naturale; Giappone; infragilimento da idrogeno; laminazione; microstruttura; proprietà meccaniche; saldabilità; sismico; solfuri; sviluppo; tenacità;
trattamento termo-meccanico; ZTA; ZTA a grano ingrossato.
Welding of he high grade pipeline steel X80 and description
of different pipeline-projects di FELBER S., «Riv. Sald.»,
Novembre-Dicembre 2008, pp. 843-865.
Acciai ad alta resistenza; acciai microlegati; acciai per condotte; composizione chimica; condotte; gas naturale; laminazione; materiale base; materiali d’apporto; parametri di processo; proprietà meccaniche; riparazione; saldatura ad arco;
saldatura ad arco sommerso; saldatura con filo fusibile in gas
protettivo; saldatura manuale con elettrodi rivestiti; saldatura
TIG; saldature circonferenziali; trattamento termo-meccanico;
zona di saldatura; zona fusa; ZTA.
Apportion of Charpy energy in API 5L grade X70 pipeline
steel di HASHEMI S.H., «Journal PVP», V. 85, N. 12/2008,
pp. 879-884.
Acciai ad alta resistenza; acciai per condotte; analisi con elementi finiti; bassa temperatura; condizioni superficiali; condotte; gas naturale; giunti saldati; innesco delle cricche; pressione interna; proprietà meccaniche; prove di rottura dinamica;
p ro v e m e c c a n i c h e ; p ro v i n i , s a g g i ; s i m u l a z i o n e ; t e n a c i t à
all’urto; tenacità alla rottura; ZTA.
Analysis of the susceptibility of pipe steels of different
strength groups to thermal strain ageing di EFIMENKO L.A.,
«Weld. Int.», Dicembre 2008, pp. 900-902.
Acciai ad alta resistenza; acciai basso-legati; acciai per condotte; bassa temperatura; composizione chimica; condizioni di
servizio; condotte; infragilimento; meccanica della frattura;
microstruttura; operazioni metallurgiche di invecchiamento;
proprietà meccaniche; prove meccaniche; valutazione.
Hybrid laser-arc pipeline welding di YAPP D. e KONG C-J.,
«Welding and Cutting», Novembre-Dicembre 2008, pp. 342-345.
Acciai ad alta resistenza; acciai per condotte; condizioni di processo; condotte; durezza; gas combustibili; gas naturale; industria petrolifera; laser a fibre ottiche; parametri di processo;
passata di fondo; procedimenti combinati; proprietà meccaniche; saldatura con filo fusibile in gas protettivo; saldatura in
tandem; saldatura laser; tenacità; velocità.
Overview of recent welding technology relating to pipeline
construction di KOMIZO Y-I., «Trans. JWRI», Gennaio-Giugno
2008, pp. 1-5.
Acciai ad alta resistenza; acciai per condotte; condotte; gas
naturale; gas naturale liquefatto; Giappone; industria petrolifera; recensione, rassegna; saldabilità; saldatura a fascio elettronico; saldatura ad attrito; saldatura laser.
Study of microstructures and properties for girth welding of
domestic X70 pipeline steels di YUNTAO L. et al., «China
Weld.», Aprile-Giugno 2008, pp. 63-66.
Acciai ad alta resistenza; acciai per condotte; apparecchiature
per uso domestico; condotte; durezza; elettrodi rivestiti; meccanica della frattura; microstruttura; proprietà meccaniche; prove
di rottura dinamica; prove di trazione; prove meccaniche; saldabilità; saldatura manuale con elettrodi rivestiti; tenacità; ZTA;
ZTA a grano ingrossato.
Ricerche Bibliografiche
Analysis of conditions causing initiation and propagation of
corrosion cracks in zones of circumferential joints on main
gas pipelines di MAKHNENKO V.I. et al., «Paton Weld. J.»,
Maggio 2009, pp. 2-7.
Acciai ad alta resistenza; acciai per condotte; condizioni
ambientali; condizioni di servizio; condotte; corrosione; corrosione di tubi interrati dovuta a correnti vaganti; criccabilità;
deformazione; difetti; durata della vita; fattore KIC; giunti
saldati; innesco delle cricche; meccanica della frattura; propagazione delle cricche; prove di meccanica della frattura; saldature circonferenziali; tensioni; tensocorrosione; umidità.
P re v e n t i o n o f b u r n - t h ro u g h a n d c o l d c r a c k i n g d u r i n g
in-service welding of petroleum pipelines di RAMOS F. et al.,
« A u s t r a l i a n We l d i n g J o u r n a l » , L u g l i o - S e t t e m b r e 2 0 0 8 ,
pp. 42-48.
Acciai ad alta resistenza; acciai basso-legati; acciai per condotte; analisi con elementi finiti; apporto termico specifico; condotte; criccabilità a freddo; difetti; distribuzione della temperatura; gas naturale; industria petrolifera; ingegneria chimica;
modelli di calcolo; operazioni in servizio; parametri di processo; preriscaldo; proprietà meccaniche; riparazione; saldabilità; saldatura manuale con elettrodi rivestiti; saldature d’angolo; simulazione; velocità di raffreddamento; ZTA.
Effect of surface layers on the initiation of internal pitting
corrosion in oil and gas pipelines di PAPAVINASAM S. et al.,
«Corrosion», Ottobre 2009, pp. 663-673.
Acciai ad alta resistenza; acciai al C; acciai basso-legati; acciai
per condotte; acido solfidrico; alta pressione; alta temperatura;
canada; CO2; condizioni superficiali; condotte; corrosione; corrosione per vaiolatura; fattori di influenza; flusso; gas naturale;
industria petrolifera; interno; microscopia elettronica; prove di
corrosione; simulazione; solfuri.
Effect of field operational variables on internal pitting
corrosion of oil and gas pipelines di DEMOZ A. et al.,
«Corrosion», Novembre 2009, pp. 741-747.
Acciai ad alta resistenza; acciai basso-legati; acciai per condotte; acido solfidrico; analisi chimica; CO 2 ; condotte; corrosione; corrosione per vaiolatura; diffrazione; effetti locali; gas
naturale; industria petrolifera; petrolio; previsione; prove di
corrosione; raggi X; spettroscopia.
Characteristics of fracture resistance of pipeline material
within the zone of defects, risk of di MAKHNENKO V.I. et al.,
«Paton Weld. J.», Luglio 2008, pp. 2-10.
Acciai ad alta resistenza; acciai per condotte; carico statico;
condotte; corrosione; corrosione atmosferica; corrosione per
vaiolatura; fattore KIC; giunti saldati; meccanica della frattura;
modelli di calcolo; proprietà meccaniche; temperatura; tenacità
alla rottura; tensocorrosione.
Effetto della diffusione dell’idrogeno sui fenomeni di environmental assisted cracking di acciai per pipeline in condizioni di protezione catodica di CABRINI M. et al., «Met. Ital.»,
Febbraio 2008, pp. 15-22.
Acciai ad alta resistenza; acciai basso-legati; acciai microlegati; acciai per condotte; ambiente subacqueo; condotte; corrosione; corrosione di tubi interrati dovuta a correnti vaganti;
criccabilità; cricche di fatica; fattori di influenza; idrogeno diffusibile; infragilimento da idrogeno; microstruttura; propagazione delle cricche; proprietà meccaniche; protezione catodica;
prove di corrosione; resistenza a fatica; strutture di piattaforme
marine; tensocorrosione.
Peculiarities of impact toughness tests of automatic flash butt
welded joints on pipes di KUCHUK-YATSENKO S.I. et al.,
«Paton Weld. J.», Ottobre 2008, pp. 5-10.
Acciai ad alta resistenza; acciai microlegati; acciai per condotte; condotte; controllo automatico; frattografia; giunti testa
a testa; proprietà meccaniche; prove di rottura dinamica;
provini, saggi; saldatura a scintillio; tenacità all’urto.
Modern tendencies in the erection-welding works di BELOEV
M. «Paton Weld. J.», Novembre 2008, pp. 121-124.
Acciai ad alta resistenza; acciai basso-legati; acciai per condotte; condotte; giunti saldati; ingegneria chimica; preparazione dei giunti; procedimenti combinati; saldatura ad arco; saldatura con filo animato; saldatura con filo fusibile in gas
protettivo; saldatura laser; saldatura MAG; saldatura manuale
con elettrodi rivestiti; saldatura MIG; tendenze di mercato; trasferimento del metallo.
Progress on metallurgical investigation of hic phenomena
and development of hic resistant steel (API 5LX-60) di
IKEDA A., «WRC Bulletin», 526 2009, pp. 1-34.
Acciai ad alta resistenza; acciai basso-legati; acciai per condotte; acido solfidrico; condizioni superficiali; condotte; corrosione; criccabilità a freddo; industria petrolifera; infragilimento
da idrogeno; ingegneria chimica; innesco delle cricche; metallurgia; microstruttura; NACE; norme; propagazione delle
cricche; prove di corrosione; recipienti in pressione; saldabilità;
tenacità; tenacità alla rottura.
Pre-loading fatigue and creep influence on elasto-plastic
strain characteristic (X60-13CrMo4-5) di MATEIU H. et al.,
«BID-ISIM», 1/2009, pp. 37-42.
Acciai ad alta resistenza; acciai al Cr Mo a bassa lega; acciai
per condotte; analisi elasto-plastica; carico di fatica; condotte;
confronti; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; proprietà termiche; prove di fatica; prove di scorrimento a caldo;
prove di trazione; resistenza a fatica; scorrimento a caldo.
Tie-in welding of X100 pipeline steels di LIRATZIS T. e YAPP
D., «Riv. Sald.», Luglio-Agosto 2010, pp. 471-476.
Acciai ad alta resistenza; acciai per condotte; API; condotte;
controllo automatico; fili animati; gas di protezione; meccanica
della frattura; norme; parametri di processo; passata di fondo;
preparazione dei giunti; proprietà meccaniche; prove di rottura
dinamica; prove meccaniche; saldatura ad arco ad impulsi; saldatura con filo animato; saldatura con filo fusibile in gas protettivo; tenacità all’urto.
Coating composition, weld parameter and consumable conditioning effects on weld metal composition in shielded metal
arc welding (API 5L X70) (E9010, E8010) di CONIGLIO N. et
al., «Weld. Join.», Settembre-Ottobre 2010, pp. 361-368.
Acciai ad alta resistenza; acciai dolci a basso carbonio; acciai
per condotte; composizione chimica; condizioni di processo;
condotte; elettrodi cellulosici; elettrodi rivestiti; fattori di
influenza; parametri di processo; proprietà meccaniche; rivestimenti degli elettrodi; saldatura manuale con elettrodi rivestiti;
tenacità; zona fusa.
Investigation of the weldability of high-strength pipe steels of
X80 strength grade di EFIMENKO L.A. et al., «Weld. Int.»,
Settembre 2010, pp. 714-717.
Acciai ad alta resistenza; acciai basso-legati; acciai microlegati; acciai per condotte; ciclo termico; condotte; microstruttura; proprietà meccaniche; saldabilità; tenacità all’urto; trattamento termo-meccanico; velocità di raffreddamento; ZTA;
Ricerche Bibliografiche
Effects of induction heating on properties of X80 longitudinal submerged-arc welding line pipe di CHI Q. et al., «China
Weld.», Gennaio-Marzo 2010, pp. 60-64.
Acciai ad alta resistenza; acciai per condotte; condotte; fattori
di influenza; induzione; microstruttura; proprietà meccaniche;
prove di rottura dinamica; prove di trazione; prove meccaniche;
rinvenimento; riscaldamento; saldatura ad arco sommerso; saldatura longitudinale; tempra; tenacità; tenacità all’urto; trattamento termico.
D u a l t a n d e m n a r ro w g ro o v e p i p e w e l d i n g ( A P I X 1 0 0 )
d i L I R AT Z I S H . e YA P P D . , « We l d i n g a n d C u t t i n g » ,
Luglio-Agosto 2010, pp. 234-241.
Acciai ad alta resistenza; acciai per condotte; ciclo termico;
composizione chimica; condotte; corrente elettrica; durezza;
microstruttura; operazioni con teste multiple; parametri di processo; proprietà meccaniche; saldatura a lembi accostati; saldatura ad arco ad impulsi; saldatura con filo fusibile in gas protettivo; saldatura in tandem; torce.
Influence of the secondary welding thermal cycle on the
microstructure and property of coarse grain heat-affected
zone in an X100 pipeline steel di XIAOYONG Z. et al., «China
Weld.», Luglio-Settembre 2010, pp. 25-30.
condotte; durezza; fattori di influenza; industria petrolifera;
microstruttura; proprietà meccaniche; proprietà termiche; prove
di rottura dinamica; saldatura a più passate; saldatura ad arco
sommerso; simulazione; tenacità; tenacità all’urto; ZTA a grano
ingrossato.
Double jointing of high strength pipelines (Doc. IIW-2112-10,
ex doc. XI-922-09) (X80, X100) di WIDGERY D., «Weld.
World», Novembre-Dicembre 2010, pp. R360-R365.
condotte; fili animati; fili pieni; meccanica della frattura; procedura di processo; proprietà meccaniche; saldatura ad arco
sommerso; saldatura con filo animato; saldatura con filo fusibile in gas protettivo; scelta; trattamento termo-meccanico;
zona fusa.
Ultra-high-strength linepipe X100- X 120 di ISHIKAWA N.
et al., «Weld. Int.», Settembre 2011, pp. 657-662.
microlegati; acciai per condotte; condotte; gas naturale; microstruttura; norme; proprietà meccaniche; saldabilità; saldatura
con filo fusibile in gas protettivo; saldature circonferenziali.
Research on submerged arc welding wire for X100 pipeline
steel di ZONGYUE S. et al., «China Weld.», Aprile-Giugno
2011, pp. 56-62.
per condotte; condotte; fili pieni; microstruttura; proprietà meccaniche; prove di rottura dinamica; saldabilità; saldatura ad
arco sommerso; tenacità.
Non-contact, nondestructive hydrogen and microstructural
assessment of steel welds (X80, X100, X52, X65)di KOENIG
K. et al., «Journal PVP», V. 87, N. 11/2010, pp. 605-610.
Acciai ad alta resistenza; acciai per condotte; campo elettromagnetico; condotte; controllo con correnti indotte; controllo non
distruttivo; idrogeno; induttanza; infragilimento da idrogeno;
microstruttura; misura; operazioni in tempo reale; proprietà
elettriche; ricerche e sviluppo; rivestimenti; saldatura con filo
fusibile in gas protettivo; sensori.
Capabilities of application of high-strength low-alloy pipe
steels for manufacture of high-pressure vessels (X65, X70,
X80; X100) di KULIK V.M. et al., «Paton Weld. J.», Febbraio
2011, pp. 43-47.
Acciai ad alta resistenza; acciai basso-legati; acciai dolci a
basso carbonio; acciai per condotte; ciclo termico; condotte;
durata della vita; durata della vita a fatica; durezza; giunti
saldati; microstruttura; proprietà meccaniche; recipienti in
pressione; resistenza a fatica; saldabilità; saldatura ad arco
sommerso; saldatura TIG; saldatura TIG con flussi attivi.
Gas shielding in fibre laser welding of high strength pipeline
steel (API X 100) di QUINTINO L. et al., «Weld. Join.», 5 2011,
pp. 399-404.
Acciai ad alta resistenza; acciai microlegati; acciai per condotte; apporto termico specifico; bagno di fusione; CO2; composizione chimica; condotte; elio; fattori di influenza; forma della
saldatura; gas di protezione; laser a fibre ottiche; parametri di
processo; penetrazione; plasma; saldatura a foro di chiave; saldatura laser; tensione superficiale.
Special features of the evaluation of the weldability of
low-carbon high-strength pipe steels di EFIMENKO L.A. et
al., «Weld. Int.», Ottobre 2011, pp. 777-783.
microlegati; acciai per condotte; aggiunte di elementi di lega;
carbonio equivalente; composizione chimica; condizioni di processo; condotte; durezza; fattori di influenza; giunti saldati;
proprietà meccaniche; saldabilità; scelta; valutazione; velocità
di raffreddamento; ZTA.
Double joint girth welding for X100 transmission pipelines di
LIRATZIS T. e YAPP D., «Riv. Sald.», Novembre-Dicembre
2010, pp. 757-763.
Acciai ad alta resistenza; acciai per condotte; API; ciclo
termico; condotte; confronti; durezza; meccanica della frattura;
proprietà meccaniche; prove di rottura dinamica; prove meccan i c h e ; s a l d a t u r a a l e m b i a c c o s t a t i ; s a l d a t u r a a d a rc o a d
impulsi; saldatura ad arco sommerso; saldatura con filo fusibile
in gas protettivo; saldatura in tandem; tenacità all’urto; tenacità alla rottura; ZTA.
Fonti dei riferimenti bibliografici
Riviste italiane e straniere analizzate per la Banca Dati IIS-Data
Titolo
Acciaio
Advanced Materials Processes
Alluminio e Leghe
Alluminio Magazine
Ambiente e Sicurezza sul Lavoro
Analysis Europa
Anticorrosione
ASTM Standardization News
ATA Ingegneria Automobilistica
Australasian Welding Journal
Australian Welding Research
Automatic Welding
Automazione Energia Informazione
Avtomaticheskaya Svarka
Befa - Mitteilungen
BID-ISIM
Biuletyn ISG
Boletin Tecnico Conarco
Bollettino Tecnico Finsider
Bollettino Tecnico RTM
Brazing and Soldering
Bridge Design & Engineering
British Corrosion Journal
China Welding
Chromium Review
Constructia De Masini
Costruzioni Metalliche
Czechoslovak Heavy Industry
De Qualitate
Deformazione
Der Praktiker
Elettronica Oggi
Elin Zeitschrift
Energia Ambiente Innovazione
Energia e Calore
Energia e Materie Prime
EPE International
Esa Bulletin
Eurotest Technical Bulletin
Fogli d’Informazione Ispesl
Fonderia
FWP Journal
GEP
Giornale del Genio Civile
Heron
Hightech
Hitsaustekniikka
Hybrid Circuits
Iabse Periodica
Il Filo Metallico
Il Giornale delle Prove non Distruttive
Il Giornale delle Scienze Applicate
Il Perito Industriale
Il Saldatore Castolin
Ilva Quaderni
Industrial Laser Rewiew
Ingegneria Ambientale
Ingegneria Ferroviaria
Inossidabile
Insight
International Construction
Interplastics
IPE International
ISO Bulletin
J. of Offshore and Polar Engineering
Joining & Materials
Joining of Materials
Joining Sciences
Journal of Bridge Engineering
Journal of the Japan Welding Society
Kunststoffe
L’Acciaio Inossidabile
Abbreviaz.
Acciaio
Mat. Processes
AL
Alluminio
Sicurezza Lav.
Analysis
Anticorrosione
ASTM Std.
ATA
Austr. Wdg. J.
Austr. Wdg. Res.
Aut. Weld.
AEI
Aut. Svarka
Befa Mitt.
BID-ISIM
Biuletyn
Conarco
Finsider
RTM
Braz. Sold.
Bridge
Br. Corr. J.
China Weld.
Chomium
Constr. Masini
Costr. Met.
Czech. Heavy
Qualitate
Deformazione
Praktiker
Elettronica
Elin
Enea E.A.I.
Energia
Energia
EPE
Esa Bulletin
Eurotest
ISPESL
Fonderia
FWP J.
GEP
Giornale G.C.
Heron
Hightech
Hitsaust.
Hybrid
IABSE
Filo Metallico
Giornale PND
Scienze Applic.
Perito Ind.
Castolin
Ilva
Ind. Laser
I.A.
Ing. Ferr.
Inossidabile
Insight
Int. Const.
Interplastics
IPE
ISO
Offshore
Joining
JOM
Join. Sciences
Jour. Bridge
Journal JWS
Kunststoffe
Acc. Inoss.
Titolo
Abbreviaz.
L’Allestimento
Allestimento
L’Elettrotecnica
Elettr.
L’Industria Meccanica
Ind. Mecc.
L’Installatore Tecnico
Installatore
La Meccanica Italiana
Mecc. Ital.
La Metallurgia Italiana
Met. Ital.
La Termotecnica
Termotecnica
Lamiera
Lamiera
Laser
Laser
Lastechniek
Lastech.
Lavoro Sicuro
Lav. Sic.
Lo Stagno ed i suoi Impieghi
Stagno
Macchine & Giornale dell’Officina
Officina
Macplas
Macplas
Manutenzione: Tecnica e Management
Manutenzione
Materialprüfung
Materialprüf.
Material and Corrosion
Mat. Cor.
Materials Evaluation
Mat. Eval.
Materials Performance
MP
Meccanica & Automazione
Mec. & Aut.
Meccanica & Macchine di Qualità
Mecc. & Macchine
Meccanica Moderna
Mecc. Moderna
Meccanica Oggi
Meccanica
Mechanical Engineering
Mech. Eng.
Metal Construction
Met. Con.
Metalli
Metalli
Metallurgical and Materials Transactions
Met. Trans.
Metallurgical B
Metallurgical B
Metallurgical Reports CRM
Met. Rep.
Metallurgical Transactions
Metallurgical T
Metalurgia & Materiais
Met. Materiais
Metalurgia International
Metalurgia
Modern Plastics International
Plastics Int.
Modern Steel Construction
Steel Constr.
NDT & E International
NDT & E Int.
NDT & E International UK
NDT & E Int.
NDT International
NDT Int.
Notagil S.I.
Notagil
Notiziario dell’ENEA Energia e Innovazione
ENEA E.I.
Notiziario dell’ENEA Sic. e Prot.
ENEA-DISP.
Notiziario Tecnico AMMA
AMMA
NRIM Research Activities
NRIM Research
NT Tecnica e Tecnologia AMMA
NT AMMA
Oerlikon Schweissmitteilungen
Oerlikon
PCB Magazine
PCB
Perito Industriale
Perito Ind.
Petrolieri d’Italia
Petrolieri I.
Pianeta Inossidabili
Inox
Plastic Pipes Fittings
Plastics
Prevenzione Oggi
Prevenzione
Produttronica
Produttronica
Protective Coatings Europe
PCE
Przeglad Spawalnictwa
Pr. Spawal.
Quaderni Pignone
Pignone
Qualificazione Industriale
Qualificazione
Qualità
Qualità
Rame e Leghe
CU
Rame Notizie
Rame
Research in Nondestructive Evaluation
Research NDE
Revista de Los Trat. Ter. y de Superficie
Tratersup
Revista de Metalurgia
Rev. Met.
Revista de Soldadura
Rev. Soldadura
Revue de la Soudure
Rev. Soud.
Revue de Metallurgie CIT
Revue Met. CIT
Revue de Metallurgie MES
Revue Met. MES
Ricerca e Innovazione
Ric. Inn.
Riv. Infortuni e Malattie Professionali
Riv. Inf.
Rivista di Meccanica
Riv. Mecc.
Rivista di Meccanica Oggi
Riv. Mecc. Oggi
Rivista di Meccanica International
Riv. Mecc. Inter.
Rivista Finsider
Riv. Finsider
Rivista Italiana della Saldatura
Riv. Sald.
Titolo
Schweissen & Pruftechnik
Schweissen und Schneiden
Schweisstechnik
Schweisstechnik
Science and Technology of W and J
Seleplast
Sicurezza e Prevenzione
Skoda Review
Soldadura e Construcao Metalica
Soldadura y Tecnologias de Union
Soldagem & Inspecao
Soldagem & Materiais
Soldering & Surface Mount Technology
Soudage et Techniques Connexes
Souder
Stahlbau
Stainless Steel Europe
Stainless Steel World
Stainless Today
Steel Research
Structural Engineering International
Sudura
Surface Engineering
Svarochnoe Proizvodstvo
Sveiseteknikk
Svetsaren
Svetsen
Technica/Soudure
Technical Diagnostics and NDT Testing
Technical Review
Technische Uberwachung
Tecnologia Qualidade
Tecnologie e Trasporti per il Mare
Tecnologie per il Mare
Teknos
The Brithis Journal of NDT
The European Journal of NDT
The International Journal of PVP
The Journal of S. and E. Corrosion
The Paton Welding Journal
The TWI Journal
The Welding Innovation Quarterly
Tin and Its Uses
Transactions of JWRI
Transactions of JWS
Transactions of NRIM
Ultrasonics
Unificazione e Certificazione
Università Ricerca
Unsider Notizie di Normazione
Varilna Tehnika
Westnik Maschinostroeniya
Welding & Joining
Welding & Joining Europe
Welding and Metal Fabrication
Welding Design and Fabrication
Welding in the World
Welding International
Welding Journal
Welding Production
Welding Review International
WRC Bulletin
WRI Journal
Zavarivac
Zavarivanje
Zavarivanje I
Zincatura a caldo
Zis Mitteilungen
Zis Report
Zvaracske Spravy
Zváranie
Abbreviaz.
Sch. Pruf.
Schw. Schn.
Schweisst.
Sch. Tec.
Weld. Join.
Seleplast
Sicurezza
Skoda
Soldadura
Sold. Tec.
Inspecao
Soldagem
Soldering
Soud. Tecn. Con.
Souder
Stahlhau
Stainless Eu.
Stainless World
Stainless
Steel
Engineering
Sudura
Surface
Svar. Proiz.
Sveiseteknikk
Svetsaren
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Tech. Soud.
NDT Testing
Tech. Rev.
Techn. Uberw.
Qualidade
Tec. Tra. Mare
Tec. Mare
Teknos
Br. Nondestr.
European NDT
Journal PVP
Corrosion
Paton Weld. J.
TWI Journal
Weld. Innovation
TIN
Trans. JWRI
Trans. JWS
Trans. NRIM
Ultrasonics
Unificazione
Università
Unsider
Var. Teh.
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Weld. Joining
Weld. J. Europe
Welding
Weld. Des.
Weld. World
Weld. Int.
Wdg. J.
Weld. Prod.
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Aspettative e darvinismo sociale, 1, 20.
Utile o inutile? Questo è il problema, 2, 142.
Impedimenta, 3, 280.
Professionals, 4, 458.
La chiesetta di Transacqua, 5, 620.
Franza o Spagna, 6, 770.
Indice 2011
•
Vulne r abilità de i giunti s aldati e me ccani sm i di
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petrolchimici: affidabilità mediante la programmazione
dell’ispezione basata sul rischio (RBI) - Parte I (G. Canale,
M. De Marco, S. Pinca), 3, 323-337.
•
Criteri generali per l’esecuzione di giunzioni permanenti
testa a testa in tubazioni di vetroresina con il procedimento
della laminazione (R. Frassine), 3, 339-345.
•
Il DAU: una unità di misura dell’efficienza di processo
nel taglio, saldatura e microforatura a laser - 2ª Parte - La
microforatura a laser e le sue applicazioni industriali
(G. Daurelio), 3, 347-363.
•
Gli effetti del degrado da fatica e corrosione sui ponti
ferroviari in carpenteria metallica: un approccio integrato
per la valutazione della vita residua (R. Landolfo et al.),
3, 367-377.
ARTICOLI
Effetti metallurgici dei trattamenti termici negli acciai al
C-Mn, microlegati, bonificati e basso-legati al nichel
(L. Costa), 1, 23-33.
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EDITORIALE
•
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•
•
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Istituto Italiano della Saldatura – Lungobisagno Istria, 15 – 16141 Genova (I) - Tariffa regime libero: “Poste Italiane SpA - Sped. A.P. 70%, DCB Genova” Tassa Pagata - Taxe Perçue ordinario - Contiene IP + Supplemento - Bimestrale Luglio-Agosto 2011 ISSN:0035-6794
ISSN:0035-6794
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Organo Ufficiale dell’Istituto Italiano della Saldatura - anno LXIII - N. 4 * 2011
Ufficiale
Organo
•
Il process “Active Wire” nuova frontiera della tecnologia
TAWER di PANASONIC (A. Santamaria), 1, 35-45.
•
Valutazione dei livelli di tensione residua nelle saldature
tramite la pallinatura controllata e i trattamenti termici
(M. Beretta), 1, 47-53.
•
Il contesto economico ed organizzativo della fabbricazione
mediante saldatura in Italia (M. Scasso, M. Murgia,
M. Pastorino), 4, 481-485.
•
Controllo ad ultrasuoni di saldature a punti nel settore
automotive: dalla teoria all’esperienza in campo (D. Bisi,
M. Pomo), 1, 57-62.
•
La saldatura laser robotizzata per la fabbricazione di
componenti in acciaio inossidabile (D. Appendino), 4, 487-501.
•
Come scegliere un appropriato gas di protezione per
migliorare le performance delle saldature MIG e TIG delle
leghe di alluminio (J.M. Fortain, S. Gadrey), 2, 145-157.
•
•
Il Dau: una unità di misura dell’efficienza di processo nel
taglio, saldatura e microforatura a laser - 1a Parte: la
saldatura a laser (G. Daurelio), 2, 159-165.
Vulne r abilità de i giunti s aldati e me ccani sm i di
danneggiamento attivi negli impianti di processo e
petrolchimici: affidabilità mediante la programmazione
dell’ispezione basta sul rischio (RBI) - Parte II (G. Canale,
M. De Marco, S. Pinca), 4, 503-513.
•
ISO DIS 17636-2: la nuova normativa sul controllo
radiografico dei giunti saldati: tecniche innovative filmless
(S. Rusca), 4, 515-525.
•
Applicazione delle prescrizioni in ASME Code Case 2605-1
per la verifica dell’interazione creep - fatica in apparecchi
in pressione realizzati in 2.25Cr-1Mo-V (B. Alborali Guerra
et al.), 5, 623-628.
•
Effetti ambientali su adesivo metacrilato (E. Lertora et al.),
5, 631-639.
•
Robot per la saldatura a punti (M.T. Todarello), 2, 167-174.
•
ISO DIS 17636-1: la nuova normativa sul controllo
radiografico dei giunti saldati: tecniche convenzionali a
film (S. Rusca), 2, 177-187.
•
High alloyed duplex and austenitic stainless steels. Aspects
on welding and fabrication (C.-O. Pettersson et.al.),
2, 189-194.
Indice 2011
•
Processo di placcatura ad elettroscoria: applicazione e
principali problematiche metallurgiche e di controllo nella
fabbricazione di reattori in 2¼Cr-1Mo-¼V di grosso
spessore (M. Mandina et al.), 5, 641-657.
•
ll Dau: una unità di misura dell’efficienza di processo
nel taglio, saldatura, microforatura e trattamenti termici
superficiali a laser - 3ª Parte - Efficienza di processo
(G. Daurelio), 5, 659-671.
•
Realizzazione di giunti saldati con difetti realistici
(M. Consonni et al.), 5, 673-683.
•
Placcatura di apparecchiature in pressione; casistica
e scelta delle varie tipologie applicative. Case study:
placcature nella fabbricazione dei Coke Drum (M. Del
Prete et al.), 6, 773-786.
•
I trattamenti a freddo dopo saldatura per la distensione
ed il miglioramento delle prestazioni dei giunti saldati,
3, 387-400.
•
Introduzione alle leghe alluminio-litio ed alla loro
saldabilità, 4, 537-549.
•
Introduzione alla saldatura con fascio elettronico (Electron
Beam Welding), 5, 695-704.
•
La caratterizzazione dei giunti saldati mediante prove meccaniche, 6, 849-860.
SCIENZA E TECNICA
•
Tecniche d’indagine utilizzate nella “failure analysis”
(E. Ferrari), 1, 83-84.
•
Saldatura con laser Nd:YAG di giunti di testa di lamiere sottili
in lega di magnesio AZ31 (M. Brandizzi et al.), 6, 789-798.
•
•
Correlazione tra processo di saldatura e i fumi sviluppati:
caratterizzazione, analisi e gestione del rischio (L. Costa),
6, 801-810.
Evoluzione degli acciai inossidabili per scambiatori di
calore a fascio tubiero: gli acciai superferritici (M. Murgia),
2, 221-223.
•
Avanzamenti nei metodi diagnostici NDT precoci mediante
diffrattometrie da materiali e componenti saldati (G. Berti,
F. De Marco), 6, 813-825.
Nuova vita per il WRC 107: revisione e innovazione dei
contenuti con la pubblicazione del WRC 537 (G.L. Cosso),
3, 403-404.
•
Applicazione degli acciai inossidabili in acqua di mare
(M. De Marco), 4, 551-552.
•
Gli acciai austeno-ferritici in impieghi strutturali: una
recente esperienza di valutazione sperimentale della
resistenza a fatica dei giunti saldati (M. Lanza), 5, 707-708.
•
“Retrofitting Engineering for Fatigue Damaged Steel
Structures”: dal Giappone un riferimento importante per
le attività di riparazione dei danneggiamenti da fatica dei
ponti metallici, (S. Botta), 6, 863-865.
•
•
Metodi numerici per il calcolo dell’affidabilità strutturale
di saldature sollecitate a fatica (P. Livieri, R. Tovo),
6, 827-835.
ISTITUTO ITALIANO DELLA SALDATURA
•
Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel
2010 e previsioni per il 2011, 3, 283-321.
•
GNS6: la sesta edizione delle Giornate Nazionali di
Saldatura richiama 1103 partecipanti a Genova, vicino allo
Sc o g l i o di Q u a r to d e i Mille , il 2 6 e 2 7 M aggio 201
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(G. Costa), 4, 461-478.
ISTITUTO INTERNAZIONALE DELLA
SALDATURA
INCONTRO CON…
•
Luca Tosto (Walter Tosto S.p.A.), 2, 225-227.
•
Cécile Mayer (IIW), 3, 409-411.
•
Giuseppe Maccarini (ANASTA), 4, 555-558.
Angelo Moriggi (Fratelli Moriggi Srl), 5, 711-715.
•
Vibration stress relief treatment of welded high-strength
martensitic steel (D. Djuric), 1, 65-72.
•
•
Friction Riveting: development and analysis of a new
joining technique for polymer-metal multi-material
structures (S.T. Amancio Filho), 2, 197-208.
L’ESPERTO RISPONDE
•
Development of submerged arc welding method in a
vertical-up position (R. Sakamoto et al.), 3, 379-385.
IIS NEWS
•
Influence of tolerances on weld formation and quality
of laser-GMA-hybrid girth welded pipe joints (J. Neubert,
S. Keitel), 4, 527-534.
•
Real-time monitoring of weld pool during GTAW using
i nf r a re d t he r mo g r a p h y a n d a n a ly s is o f infr ar e d
thermal images (M. Vasudevan et al.), 5, 685-692.
•
St udy o n f r i c tio n s tir s p o t w eld in g o f d u al-phas e
high-strength steel sheets (R. Ohashi), 6, 837-847.
IIS DIDATTICA
2, 229-230; 3, 413; 4, 559; 5, 717-719; 6, 871-872.
Comitato Direttivo:
• Riunione del 25 Novembre 2010, 1, 87-88.
• Riunione del 22 Febbraio 2011, 3, 405-406.
• Riunione del 28 Aprile 2011, 3, 406-407.
• Riunione del 16 Giugno 2011, 5, 709-710.
• Riunione del 29 Settembre 2011, 6, 867-868.
Consiglio Generale:
• Riunione del 28 Aprile 2011, 3, 407.
• Riunione del 24 Maggio 2011, 5, 709.
• Riunione del 5 Ottobre 2011, 6, 868-869.
•
Il processo di saldatura testa a testa con arco rotante
costretto magneticamente (MIAB-Magnetic Impelled Arc
Butt Welding), 1, 75-81.
Assemblea Generale dei Soci:
• Riunione del 28 Aprile 2011, 3, 407-408.
•
Influenza delle impurezze sul profilo di penetrazione nella
saldatura TIG di acciai inossidabili austenitici: l’effetto
Marangoni, 2, 211-218.
IIW-EWF NOTIZIE
1, 89-93; 4, 561-565; 5, 721-722.
Indice 2011
•
Ke y to s te e l/Stahls c hlüs s e l (C .W. Wegst - Ver l ag
Stahlschlüssel VEGST GmbH), 3, 425.
•
Advances in laser materials processing technology:
technology, research and application (J. Lawrence, J. Pou,
D.K.Y. Low - Woodhead Publishing Limited), 3, 425-426.
•
Reducing brittle and fatigue failures in steel structures
(P.E. Peter Maranian - American Society of Civil Engineers),
3, 426.
•
Welding and joining of magnesium (L. Liu - Woodhead
Publishing Limited), 4, 581.
NORMATIVA TECNICA
•
Duplex Stainless Steels (I. Alvarez-Armas, S. Degallaix Moreuil - John Wiley & Sons Ltd), 4, 581-582.
•
Design of Steel Structures - Eurocode 3: Design of Steel
Structures - Part 1-1 - General rules and rules for buildings
(L.S. Da Silva, R. Simões, E. Gervàsio - ECCS-CECM-EKS),
4, 582.
•
Guida al progetto di strutture in acciaio (M. Antonini,
L. Mussinelli, F. Re Cecconi - Maggioli Editore), 5, 735.
•
Ste e l D e taile r s ’ M anual (A . H a yw a rd, F . Wear e,
A.C. Chichester - John Wiley & Sons Ltd), 5, 735-736.
•
Metallurgy and corrosion control in oil and gas production
(R. Heidersbach - John Wiley & Sons Ltd), 5, 736.
Sicurezza sul lavoro: la figura del “Preposto” (T. Limardo),
4, 573.
•
Guida all’Eurocodice 2. Progettazione delle strutture in
calcestruzzo EN 1992 - 1.1, 1.2 (A.W. Beeby, R.S. Narayanan
- Epc Editore), 6, 883.
DALLE ASSOCIAZIONI
•
LEGGI E DECRETI
•
Rafforzamento della tutela ambientale dalla responsabilità
“amministrativa” (T. Limardo), 2, 233.
•
L’impresa (in genere) e la sinergia fra l’art. 30 T.U. e il
D.Lgs. 231/2001 (T. Limardo), 5, 723-725.
ECONOMIA E FINANZA
•
L’identità valoriale come strumento di gestione della
strategia (M. Bressani), 5, 727-728.
•
Commissione Saldature dell’UNI (S. Giorgi), 1, 95-96.
•
L’UNI e il processo normativo nazionale (S. Giorgi), 2, 231.
•
Commissione Saldature dell’UNI, Sottocommissione Mista
Commissione Saldatura / UNIPLAST “Saldatura delle
Materie Plastiche” (SMP) (S. Giorgi), 4, 571-572.
•
Commissione Saldature dell’UNI, Sottocommissione Mista
Commissione Saldatura / UNIPLAST “Saldatura delle
Materie Plastiche” (SMP) (S. Giorgi), 6, 877.
SALUTE, SICUREZZA ED AMBIENTE
•
I dati di pre-consuntivo 2010 e stime 2011 elaborati
dall’Ufficio Studi Anima, 1, 97-98.
Quenching and Cooling, Residual Stress and Distortion
Control STP 1523 (L.C.F. Canale, M. Narazaki -ASM International), 6, 883-884.
•
Assemblea Generale Ordinaria 2011 dell’Associazione
Nazionale Aziende Saldatura e Taglio e Tecniche Affini Milano, 30 Marzo 2011 (G. Maccarini), 3, 415-418.
•
Il Libro Bianco della Caldareria Italiana, 4, 567-568.
CODICI E NORME
• Norme nazionali: 1, 108; 2, 242; 3, 426-427; 4, 582-583;
5, 736-737; 6, 884.
•
Cambiamento e innovazione secondo i produttori delle
apparecchiature e dei consumabili. L’ANASTA evolve ma
non cambia (G. Maccarini), 6, 873-875.
DALLE AZIENDE
1, 99-105; 2, 235-238; 3, 421-424; 4, 575-579; 5, 729-733;
6, 879-882.
•
Norme europee: 1, 109; 2, 243; 3, 427; 4, 583; 5, 737;
6, 884-885.
•
Norme internazionali: 1, 109; 2, 243; 3, 427-428; 4, 583;
5, 737; 6, 885.
CORSI
• Corsi IIS in saldatura e PND: 1, 109-111; 2, 243-246;
3, 428-429; 4, 584-586; 5, 737-740; 6, 886-888.
•
NOTIZIARIO
LETTERATURA TECNICA
• Manuale Sicurezza Cantieri II Edizione (V. Mainardi Grafill Srl), 1, 107.
•
NondestructiveTesting Handbook, Third Edition:
Volume 9, Visual Testing (P. Mooew - ASNT), 1, 107-108.
•
Guidelines on materials requirements for carbon and
low alloy steels for H2S-containing environments in oil and
gas production (EFC 16) - (3rd Edition) (IoM - Maney
Publishing), 1, 108.
•
Progetto di strutture in acciaio (N. Scibilia - Dario Flaccovio
Editore Srl), 2, 241.
•
Failure mechanisms of advanced welding processes (X. Sun
- Woodhead Publishing Limited), 2, 241-242.
•
Guide to the use of materials in waters (M. Davies, P.J.B.
Scott - NACE International), 2, 242.
Corsi di altre società: 1, 112-114; 2, 246-248; 3, 429-430;
4, 587-589; 5, 740-741; 6, 888-889.
MOSTRE E CONVEGNI
• 1, 114-115; 2, 249-250; 3, 431; 4, 589-590; 5, 742-743;
6, 889-890.
RICERCHE BIBLIOGRAFICHE DA IIS-DATA
•
Recipienti in pressione placcati mediante saldatura,
1, 117-119.
•
Effetti metallurgici dei trattamenti termici, 2, 253-255.
•
Controllo con tecnologia UT “Phased Array”, 3, 433-434.
•
Metallurgia e saldabilità del magnesio e delle sue leghe,
4, 593-595.
•
Corrosione da H2S, 5, 745-747.
•
Metallurgia e saldabilità degli acciai ad alta resistenza per
condotte, 6, 895-897.
Organo Ufficiale dell’ISTITUTO ITALIANO DELLA SALDATURA
Redazione: tel. 010 8341.333/386, fax 010 836.77.80, e-mail: [email protected]
Pubblicità - Abbonamenti: tel. 010 8341.392/424, fax 010 8341.399, e-mail: [email protected]
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Saldatura.
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Ogni anno vengono pubblicati circa 50 articoli tecnici (metallurgia e saldabilità dei materiali,
processi di saldatura, progettazione, fabbricazione, diagnostica industriale, certificazione,
prove non distruttive, normativa, didattica, documenti dellʼInternational Institute of Welding
(IIW) in lingua originale, ecc.), ed inoltre Informazioni Tecniche e Rubriche Giuridiche, Attività
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Il sottoscritto:
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Data: ___________________
Firma: __________________________________________
USCITE 2012
Rivista 1 / 2012
Rivista 2 / 2012
Rivista 3 / 2012
Uscita: 28 Febbraio 2012
Uscita: 30 Aprile 2012
Uscita: 30 Giugno 2012
Rivista 4 / 2012
Rivista 5 / 2012
Rivista 6 / 2012
Uscita: 15 Settembre 2012
Uscita: 31 Ottobre 2012
Uscita: 15 Gennaio 2013
RISPEDIRE UNITAMENTE AL COMPROVANTE DI VERSAMENTO AL FAX 010 83 67 780
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Elenco
degli
Inserzionisti
-767-768
---------758+766
760
-755
--757
751
-752
--4a cop.
-----866
836
---------861
--811
848
878
-826
799
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